4 Schweißen mit dem Scheibenlaser im Getriebebau

Transcrição

Laser in der Materialbearbeitung
Forschungsberichte des IFSW
A. Andreev
Schweißen mit dem Scheibenlaser
im Getriebebau – Prozessmerkmale
und Anlagenkonzepte
Forschungsberichte des IFSW
Herausgegeben von
Prof. Dr. phil. nat. habil. Thomas Graf, Universität Stuttgart
Institut für Strahlwerkzeuge (IFSW)
Das Strahlwerkzeug Laser gewinnt zunehmende Bedeutung für die industrielle Fertigung. Einhergehend mit seiner Akzeptanz und Verbreitung
wachsen die Anforderungen bezüglich Effizienz und Qualität an die Geräte
selbst wie auch an die Bearbeitungsprozesse. Gleichzeitig werden immer
neue Anwendungsfelder erschlossen. In diesem Zusammenhang auftretende wissenschaftliche und technische Problemstellungen können nur in
partnerschaftlicher Zusammenarbeit zwischen Industrie und Forschungsinstituten bewältigt werden.
Das 1986 gegründete Institut für Strahlwerkzeuge der Universität Stuttgart
(IFSW) beschäftigt sich unter verschiedenen Aspekten und in vielfältiger
Form mit dem Laser als einem Werkzeug. Wesentliche Schwerpunkte bilden die Weiterentwicklung von Strahlquellen, optischen Elementen zur
Strahlführung und Strahlformung, Komponenten zur Prozessdurchführung
und die Optimierung der Bearbeitungsverfahren. Die Arbeiten umfassen
den Bereich von physikalischen Grundlagen über anwendungsorientierte
Aufgabenstellungen bis hin zu praxisnaher Auftragsforschung.
Die Buchreihe „Laser in der Materialbearbeitung – Forschungsberichte des
IFSW“ soll einen in der Industrie wie in Forschungsinstituten tätigen Interessentenkreis über abgeschlossene Forschungsarbeiten, Themenschwerpunkte und Dissertationen informieren. Studenten soll die Möglichkeit der
Wissensvertiefung gegeben werden.
Schweißen mit dem Scheibenlaser
im Getriebebau –
Prozessmerkmale und
Anlagenkonzepte
von Dr.-Ing. Andrey Andreev
Universität Stuttgart
Herbert Utz Verlag · Wissenschaft
München
Als Dissertation genehmigt
von der Fakultät für Konstruktions-, Produktions- und Fahrzeugtechnik
der Universität Stuttgart
Hauptberichter: Prof. Dr.-Ing. habil. Helmut Hügel
Mitberichter:
Prof. Dr.-Ing. Prof. E. h. Dr.-Ing. E. h. Dr. h. c. mult. Engelbert Westkämper
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Die Deutsche Nationalbibliothek verzeichnet diese Publikation
in der Deutschen Nationalbibliografie; detaillierte bibliografische
Daten sind im Internet über http://dnb.ddb.de abrufbar.
Zugleich: Dissertation, Stuttgart, Univ., 2011
D 93
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Copyright © Herbert Utz Verlag GmbH 2011
ISBN 978-3-8316-4103-1
Printed in EC
Herbert Utz Verlag GmbH, München
Tel.: 089-277791-00 · www.utzverlag.de
Kurzfassung der Arbeit
Die Einsatzpotenziale des Scheibenlasers im Getriebebau wurden im Rahmen dieser
Arbeit in zahlreichen Versuchsreihen für unterschiedliche Stähle untersucht. Ziel war
es, durch Grundlagenuntersuchungen die genauen Zusammenhänge zwischen den
Schweißparametern zu verstehen und daraus Strategien und Konzepte zu entwickeln,
die ein wirtschaftliches Schweißverfahren bei hoher Schweißnahtqualität ermöglichen.
Aufgrund der Praxisorientierung dieser Arbeit erfüllten die Schweißversuche hinsichtlich der Auswahl der Werkstoffe, der Schweißoptiken und der Versuchsparameter die
Anforderungen der Getriebefertigung im Automobilbau.
Bei den Grundlagenuntersuchungen zum Potenzial des Scheibenlasers im Getriebebau
wurde zunächst, nach Erklärung der Besonderheiten beim Schweißen mit dem
Scheibenlaser, der Einfluss einiger prozessrelevanten Größen auf das Schweißergebnis
in Betracht gezogen. Sodann wurden neben der Bedeutung der Laserleistung zum
Erreichen höherer Einschweißtiefen, die im Automobilbau im Zusammenhang mit
steigenden Drehmomenten und Motorenleistungen entscheidend sein können, die
Ergebnisse hinsichtlich der Nahtqualität aufgezeigt. Danach wurden vergleichende
Untersuchungen zwischen dem CO2- und dem Scheibenlaser sowie zwischen dem
Scheiben- und dem Faserlaser durchgeführt.
Zentrales Anliegen der Arbeit war der Transfer zu erarbeitender Grundlagenkenntnisse
in die Getriebefertigung. Dabei ist es, als abschließender Punkt der Grundlagenuntersuchungen, gelungen, die Vorteile des Schweißens mit dem Scheibenlaser anhand
realer Bauteile der Getriebeserienfertigung, zu demonstrieren und das Einsatzpotenzial
des Scheibenlasers aufzuzeigen. Hinsichtlich einiger auf die optischen Komponenten
der Bearbeitungsoptik wirkenden Nachteile des Schweißens mit dem Scheibenlaser
konnte durch die Entwicklung einer modifizierten Bearbeitungsoptik eine
Verbesserung erzielt werden.
Die Nutzung der Einsatzpotenziale des Scheibenlasers eröffnen neue Konzepterstellungen von Laserschweißanlagen, von denen zwei abschließend vorgestellt und
hinsichtlich den zu erwartenden Wirtschaftlichkeitsaspekten beispielhaft diskutiert
wurden.
Inhaltsverzeichnis
Kurzfassung der Arbeit
5
Inhaltsverzeichnis
7
Verzeichnis der Symbole
9
Extended Abstract
13
1
17
Einleitung
1.1 Motivation und Zielsetzung der Arbeit.................................................................17
1.2 Aufbau der Arbeit ..................................................................................................19
2
Grundlagen und Stand der Technik
21
2.1 Laserstrahlschweißen ............................................................................................21
2.1.1 Verfahrensprinzip .......................................................................................21
2.1.2 Wirkungsgrade ...........................................................................................25
2.1.3 Fokussierung...............................................................................................27
2.1.4 Qualität der Schweißnaht ...........................................................................29
2.2 Werkstoffe .............................................................................................................33
2.3 Nahtvorbereitung ...................................................................................................36
2.3.1 Nahtgeometrien ..........................................................................................36
2.3.2 Oberflächenreinheit und Beschichtungen..................................................41
2.3.3 Spannvorrichtung .......................................................................................41
2.3.4 Heften..........................................................................................................41
2.4 Produktionsanlagen ...............................................................................................42
2.4.1 Komponenten der Hauptgruppen...............................................................42
2.4.2 Typisches Beispiel einer Serienschweißanlage der Getriebefertigung.....45
2.5 Verfahren zur Beurteilung von Laserschweißnähten ...........................................48
3
Systemtechnik, Versuchsaufbau und Versuchsdurchführung
52
3.1 Strahlquellen ..........................................................................................................52
3.2 Strahlführung und Strahlformung .........................................................................58
8
Inhaltsverzeichnis
3.3 Prozessadapter und Bearbeitungsstationen .......................................................... 60
3.4 Untersuchte Werkstoffe ........................................................................................ 64
4
Schweißen mit dem Scheibenlaser im Getriebebau
66
4.1 Besonderheiten beim Schweißen mit dem Scheibenlaser ................................... 66
4.2 Grundlagenuntersuchungen .................................................................................. 67
4.2.1 Einfluss des Fokusdurchmessers auf das Schweißergebnis ..................... 68
4.2.2 Prozessgaseinfluss...................................................................................... 73
4.2.3 Einfluss des Divergenzwinkels auf das Schweißergebnis ........................ 75
4.2.4 Einfluss der Fokuslage auf das Schweißergebnis ..................................... 76
4.2.5 Einfluss des Strahlauftreffwinkels auf das Schweißergebnis ................... 78
4.2.6 Einfluss der Laserleistung beim Schweißen von Getriebeteilen .............. 80
4.3 Nahtqualität ........................................................................................................... 83
4.4 Vergleichende Untersuchungen zu anderen Lasertypen ..................................... 85
4.5 Schweißen von realen Bauteilen mit dem Scheibenlaser .................................... 91
4.5.1 Schweißen der Antriebswelle des NAG.................................................... 92
4.5.2 Tellerradschweißen .................................................................................... 93
4.5.3 Schweißen des Hohlrads mit dem Hohlradträger ..................................... 95
4.6 Synopsis............................................................................................................... 103
5
Modifizierte Bearbeitungsoptik
106
5.1 Komponenten ...................................................................................................... 107
5.2 Zusammenbau der D70-3L-Bearbeitungsoptik ................................................. 108
5.3 Funktionsweise und Strahldiagnostik................................................................. 109
5.4 Synopsis............................................................................................................... 110
6
Anlagenkonzepte mit dem Scheibenlaser als Strahlquelle
111
6.1 Konzept 1: Ersatz der Strahlquelle ..................................................................... 111
6.2 Konzept 2: Be- und Entladung mittels Roboter ................................................. 113
6.3 Wirtschaftlichkeitsberechnung ........................................................................... 116
6.4 Synopsis............................................................................................................... 118
7
Zusammenfassung
120
8
Literatur- und Quellenverzeichnis
123
Symbol
Bedeutung
Einheit
A
Absorptionsgrad
-
ǻa2
Nahtunterwölbung
mm
b
Nahtbreite
mm
bD
durchschnittliche Nahtbreite (Mittelwert)
mm
bv
Nahtbreite in der Verbindungsebene
mm
bw
Nahtbreite in der Nahtwurzel
mm
cp
spezifische Wärme
kJ/kgK
d, d1, d2
Blechdicke
mm
df
Fokusdurchmesser
mm
dK
Kerndurchmesser der Lichtleitfaser
μm
D
Strahldurchmesser auf der Fokussierlinse
mm
Ei
Ionisationsenergie des Werkstoffes
eV
f
Brennweite
mm
fF
Brennweite der Fokussierlinse
mm
fK
Brennweite der Kollimationslinse
mm
F
Fokussierzahl (F-Zahl)
-
FL
Fokuslage
mm
h
Kantenversatz
mm
I
Intensität (Leistungsdichte)
W/cm²
ț
Wärmeleitfähigkeit
W/mK
Strahlqualitätszahl
-
Beugungsmaßzahl (Kennzahl für Strahlqualität)
-
K
2
M
10
P
Laserleistung
W
P/df
Strahlparameterquotient
W/mm
P/v
Streckenenergie
J/mm
PA
absorbierte Laserleistung
W
Pe
Péclet-Zahl
-
PL
Gesamtleistung
W
PP
Prozessleistung
W
PR
reflektierte Laserleistung
W
PS
Schwellleistung
W
PT
transmittierte Laserleistung
W
Q
Querschnittsfläche der Naht
mm2
QD
durchschnittliche Querschnittsfläche (Mittelwert)
mm2
r
Radius (allgemein)
mm
R
Reflexionsgrad
-
rf
Strahlradius des fokussierten Strahls
mm
s
Fügespalt (Spaltmaß)
mm
SPP
Strahlparameterprodukt
mm*mrad
t
Einschweißtiefe
mm
tD
Durchschnittliche Einschweißtiefe (Mittelwert)
mm
tZ
Taktzeit
s
T
Transmissionsgrad
-
TS
Schmelztemperatur
K
TV
Verdampfungstemperatur
K
v
Vorschubgeschwindigkeit
m/min
vH
Heftgeschwindigkeit
m/min
vS
Schweißgeschwindigkeit
m/min
zR
Rayleighlänge
mm
zRf
Rayleighlänge des fokussierten Strahls
mm
Abkürzung
Bedeutung
AfA
Abschreibung für Abnutzung
BEO
Bearbeitungsoptik
BMBF
Bundesministerium für Bildung und Forschung
CO2
Kohlendioxid
DPFKL
diodengepumpter Festkörperlaser
DG
Durchschweißgrad
DLZ
Durchlaufzeit
EG
Einschweißgrad
FL
Faserlaser
HV
Vickershärte
LAM
laseraktives Medium
LASER
Light Amplification by Stimulated Emission of Radiation
LPFKL
lampengepumpter Festkörperlaser
LLK
Lichtleitkabel
MM
Multi-Mode
MSS
Maschinenstundensatz
NAG
neues automatisches Getriebe
Nd:YAG
mit Neodym (Nd) dotiertes Yttrium-Aluminium-Granat (YAG)
SL
Scheibenlaser
SM
Single-Mode
VK
Verbindungskennzahl
WEZ
Wärmeeinflusszone
WLS
Wärmeleitungsschweißen
WT
Werkstückträger
WWZ
Wechselwirkungszone
YAG
Yttrium-Aluminium-Granat
11
12
Yb:YAG
mit Ytterbium (Yb) dotiertes Yttrium-Aluminium-Granat (YAG)
ZB
Zusammenbau
Griechische
Formelzeichen
Bedeutung
Einheit
Į
Absorptionskoeffizient
m-1
ĮP
Absorptionskoeffizient des Plasmas
m -1
ĮS
Anstellwinkel der Schweißoptik (Schweißwinkel)
°
ĮW
Wärmeausdehnungskoeffizient
10-6/K
ȕ
Wärmespeicherzahl
kJ/m3K
Ȗ
Neigungswinkel
°
ȘA
Einkoppelgrad
%
ȘL
Gesamtwirkungsgrad der Laserquelle
%
ȘP
Prozesswirkungsgrad
%
Șth
thermischer Wirkungsgrad
%
ș0
Divergenzwinkel des Rohstrahls (halber Winkel)
mrad
șf
Divergenzwinkel im Fokus (halber Winkel)
mrad
ț
Temperaturleitfähigkeit
m²s-1
Ȝ
Wellenlänge
ȝm
ȡ
Dichte
kg/m³
ı
Oberflächenspannungskoeffizient
N/m
Ȧ0
Radius des Rohstrahls
mm
Ȧf
Radius des fokussierten Strahls
mm
Ȧ(z)
Strahlradius auf der Fokussierlinse
mm
Extended Abstract
Through advantages like the selective energy supply, the slim seam geometry, the
higher welding speed and, hence, the lower warm stress for the material, laser welding
compared to the conventional welding methods has gained in the last years a large
popularity in the automotive industry. Its advantages reduce the reworking of the
welded parts, facilitate the design of low weight constructions and make the laser
welding, despite of the higher investment costs, to a leading profitable joining method.
In the last few years some new laser sources, the diode pumped solid state lasers of
highest brilliance, were developed. Their two representatives: the fiber and the thin
disc laser, combine, compared to the other solid state lasers, advantages like a very
good beam quality with on the same time a high degree of efficiency. In addition, their
wavelengths around 1 μm provide the possibility for a flexible beam guide system.
These advantages make these laser sources very interesting for the welding of gear
parts.
Taking into consideration these aspects, the emphasis of this thesis is laid on the
analysis of the laser welding process and the potentials to use the thin disc laser in the
gear production. In order to understand the coherence of the various single welding
parameters and their influence on welding depth, seam geometry and seam quality,
detailed experiments were performed. In analysing of the process efficiency, the
advantages of these laser sources are outlined. On this basis new strategies and
concepts for the systems technology and the machine building were developed.
The possibility to achieve with the thin disc laser at the same time spot diameters
smaller than 0,3 mm and large Rayleigh lengths has led to some unforeseen results.
For steel alloys, laser power of 3 kW and beam spot diameters smaller than 0,2 mm a
reversal of the inverse proportionality between the spot diameter and the welding
depth became obvious. The first explanation for this effect, which was made based on
experiences with CO2-laser welding, were that plasma effects might be the cause.
However, an analysis of the shielding gas influence clearly gives a negative answer
about the existence of any plasma effects during the welding with the thin disc laser.
Some changes in the shape of the seam cross section as function of the welding speed
14
Extended Abstract
indicates that for velocities smaller than 6 m/min the proportionality reversal might be
caused by temperature gradient driven surface tension, the so-called Marangoni effect.
Analysis of the welding process with different beam divergences showed for the beam
spot diameter of 0,1 mm that, on the one hand, a smaller beam divergence leads to a
larger welding depth. On the other hand, it reduces the seam cross section area and the
process efficiency for speeds smaller than 4 m/min.
Further trials to find the effect of the focal position on the welding result showed for
the thin disc laser and large Rayleigh lengths that the largest welding depth is achieved
in the range between -1 and +1 mm. Inclination of the welding optics in the range
between 0 and 30° at beam spot diameters smaller than 0,2 mm did not show an effect
on the welding result.
The seam geometry and the welding depth showed a degradation of the weld quality
and an increase of the metal vapor, when the laser power was increased from 3 to
6 kW. The first effect can be characterised by a high number of blowouts and
considerable seam porosity. The second one has an indirect detrimental influence on
the welding result: the vapor jet leads to an extra thermal load of the optical
components, which change their physical properties resulting in varying focusing
conditions.
Comparison tests between different laser sources show the effects of wavelength,
intensity profile of the laser beam in the focus, different welding optics and Rayleigh
lengths on the welding result. Because of its lower wave length and higher absorption
the thin disc laser leads, compared to the CO2-laser, for welding speeds higher that
3 m/min to the achievement of higher welding depths. In addition to this advantage, a
higher efficiency can be achieved with the thin disc laser, too. The larger Rayleigh
length of the CO2-laser was an advantage for velocities lower than 3 m/min and led in
this range to the achievement of larger welding depths. Comparisons between the fiber
and the thin disc laser showed that both laser sources could be used for the same
welding tasks.
After analysing the process data, some welding parameters were used in further trials
to weld real parts from the gear production of Daimler AG. Using these parameters the
welding in the serial production (weld quality, seam geometry, welding depth, hardness in the weld zone) was achieved with a speed coefficient of 1,5. Due to this, for the
first time it became possible to weld the ring gear with the housing of a differential
without using of filler metal.
Extended Abstract
15
Based on the Trumpf welding optics (D70) a modified head, called 3L-module, was
developed. Its purpose was to expand the collimated beam and to focus it. Thus, the
combination between the D70 optics and the 3L-module (the combined optics was
called “D70-3L”) led to an increase of the working distance, which improved the
accessibility of the welding optics, reduced the pollution of the protective glass and
hence, reduced the thermical stress of the optical components. In summary, it
protected the optical components from spatters and fume, which is strongly produced
in the welding process with the thin disc laser.
The increase of the welding speed during the trials with the parts from the real gear
production of Daimler AG led to a reduction of the welding time, which is needed to
produce one part. This fact suggested a review of the existing welding machine
concepts. The mere substitution of the CO2-laser by the thin disc laser led to a first
concept, which was developed in this thesis, characterised by a reduction of the
theoretical cycle time and of the throughput time. However, based on the unchanged
large loading and unloading time, the laser’s uptime was reduced. In the second
concept, new types of the loading and unloading components were chosen, so that the
theoretical cycle time and the throughput time were increased again. In addition, this
new concept has led, compared to the existing CO2-laser welding machine, to an
increase of the laser’s uptime. It allowed the highest parts production per hour and led,
for high number of parts, to the lowest costs per piece.
In conclusion, the results of this thesis led to a better understanding of the welding
process on gear parts using the thin disc laser. The analysis of the welding process in
combination with the welding of real parts from the gear production of Daimler AG
clearly demonstrated the advantages and the disadvantages of the thin disc laser. The
new machine concepts, which were adapted especially for this laser source, showed
the economical potentials of the thin disc laser in the gear parts production.
1
Einleitung
1.1 Motivation und Zielsetzung der Arbeit
Das Strahlwerkzeug Laser zusammen mit dem Laserstrahlschweißen als Fügeverfahren gewinnt in der industriellen Fertigungstechnik in den letzten Jahren
zunehmend an Bedeutung. Die Gründe hierfür sind die Vorteile des Laserstrahlschweißens gegenüber den klassischen Schweißverfahren wie gezielte Energieeinbringung, schlanke Nahtgeometrie und geringe Wärmebelastung des Bauteils. Diese
Vorteile ermöglichen eine reduzierte Nachbearbeitung nach dem Schweißprozess.
Insgesamt führen sie somit sowohl zur Entwicklung materialsparender Konstruktionen
als auch zu geringeren Prozesskosten. Darüber hinaus ist das Laserstrahlschweißen
bezogen auf die Schweißgeschwindigkeit den konventionellen Schweißverfahren
deutlich überlegen. Zusätzlich ist das Verfahren selbst bei sehr hohen Schweißgeschwindigkeiten reproduzierbar und lässt sich in automatisierte Abläufe gut
integrieren. Dank dieser Eigenschaften ist das Laserstrahlschweißen trotz hoher
Anschaffungskosten in vielen Fällen wirtschaftlicher als die konventionellen Schweißverfahren.
Das Laserstrahlschweißen hat sich in den letzten Jahren im Antriebstrang des Automobilbereichs, der aus Getriebe-, Achsen- und Motorenbau besteht, sehr stark verbreitet und ist inzwischen, wie mit Bild 1.1 gezeigt, als gängiges Fügeverfahren in der
Automobilindustrie etabliert.
Bild 1.1:
Abtriebswelle des neuen automatischen Getriebes (NAG): axiale Schweißung
(links) und radiale Schweißung (rechts) [Quelle: Daimler AG].
18
1 Einleitung
Im Getriebebau werden vom Laserstrahl sehr gute Zugänglichkeitseigenschaften und
sehr gute Fokussierbarkeit vorausgesetzt, da die geschweißten Bauteile nur eine
geringe Wärmeausdehnung nach dem Schweißen aufweisen dürfen, um nicht nachgearbeitet werden zu müssen. Dank seiner guten Strahlqualität und damit sehr guten
Fokussierbarkeit erfüllte bis vor kurzem nur der CO2-Laser diese Bedingungen, siehe
Bild 1.2. Im Getriebebau wurden deshalb trotz komplizierter und unflexibler Strahlführungen, deren Notwendigkeit durch die Wellenlänge des Lasers bestimmt ist,
überwiegend CO2-Laser als Standardgeräte für den Schweißprozess eingesetzt.
Faserlaser
hoch
Scheibenlaser
Strahlqualität
CO2-Laser
gering
Nd:YAGLaser
Diodenlaser
mit Faserkopplung
direkte Diodenlaser
4 kW
Bild 1.2:
6 kW
8 kW
10 kW Leistung
Qualitative Einordnung der Strahlquellen auf dem Markt bezüglich deren Strahlqualität- und Ausgangsleistung (Stand: Anfang 2005).
Basierend auf den Festkörperlasern wurden in den letzten Jahren die so genannten
diodengepumpten Festkörperlaser höchster Brillanz (Scheiben- und Faserlaser)
entwickelt. Diese Strahlwerkzeuge haben besondere Vorteile gegenüber den CO2- und
den herkömmlichen lampen- oder diodengepumpten Festkörperlasern, sodass ihr Einsatz im Getriebebau untersucht werden muss. Ihre Vorteile liegen in der sehr guten
Strahlqualität bei gleichzeitig hohem Gesamtwirkungsgrad und durch die kürzere
Wellenlänge möglicher flexibler Strahlführung.
Unter diesen Gesichtspunkten soll im Rahmen dieser Arbeit das Einsatzpotenzial des
Scheibenlasers im Getriebebau untersucht werden, wobei es gilt, die Zusammenhänge
zwischen den einzelnen Schweißparametern zu verstehen, die erzeugten Nahtgeometrien zu untersuchen, die Prozesswirkungsgrade zu analysieren und daraus unter
dem Aspekt der Wirtschaftlichkeit neue Strategien zum Anlagenbau im Getriebebau
zu entwickeln, die ein effizientes Schweißen bei hoher Schweißnahtqualität
1.2 Aufbau der Arbeit
19
ermöglichen. Eingebettet in das BMBF-Projekt „Scheibenlaser höchster Brillanz“
wurden die Untersuchungen im Rahmen einer Zusammenarbeit des IFSW (Institut für
Strahlwerkzeuge) der Universität Stuttgart mit der Daimler AG durchgeführt.
1.2 Aufbau der Arbeit
Das Vorgehen und der Aufbau dieser Arbeit basieren auf dem Stand der Technik und
der o. g. Zielsetzung. Zunächst wird in Kapitel 2 der bisherige Stand der Kenntnisse
zum Laserstrahlschweißen erklärt. Dabei wird auf das Verfahrensprinzip, dessen Einflussgrößen und typische Prozessphänomene eingegangen. Darüber hinaus werden in
diesem Kapitel die im Getriebebau meist verwendeten Werkstoffe und ihre Eigenschaften, die Nahtvorbereitung, der Stand der Anlagentechnik heutiger Laserschweißanlagen in der Getriebefertigung und die Verfahren zur Beurteilung von Laserschweißnähten erläutert.
In Kapitel 3 wird die verwendete Systemtechnik, beginnend von den Strahlquellen und
den optischen Komponenten zur Strahlführung und Strahlformung, über die Prozessadapter und die Bearbeitungsstationen bis hin zu der chemischen Zusammensetzung
der untersuchten Werkstoffe, beschrieben.
Als Grundlage weiterer Entwicklungen wird in Kapitel 4 das Schweißen von Stahllegierungen mit dem Scheibenlaser detailliert untersucht. Ziel dabei ist, die genauen
Abhängigkeiten des Prozesses und die Zusammenhänge zwischen den einzelnen
Schweißparameter zu verstehen und daraus Ergebnisse zu liefern, die ein effizientes
Schweißen bei hoher Schweißnahtqualität ermöglichen. Zusätzlich werden neben
einem Strahlquellenvergleich die Ergebnisse der Grundlagenuntersuchungen auf reale
Bauteile bzw. Bauteilgruppen der Daimler-Getriebefertigung übertragen.
In Kapitel 5 wird eine modifizierte Bearbeitungsoptik, die auf der D70-Optik der
Firma Trumpf basiert, vorgestellt. Durch sie wird der kollimierte Strahl aufgeweitet.
Die daraus entstehenden Vorteile werden in diesem Kapitel diskutiert.
In Kapitel 6 werden für den Zusammenbau (ZB) Hohlrad basierend auf den Ergebnissen der Grundlagenuntersuchungen neue Anlagenkonzepte entwickelt. Dabei
werden alle Vorteile, die sich vom Einsatz des Scheibenlasers ergeben, dargestellt und
genau analysiert. Um die Untersuchungen zu komplettieren, wird eine Wirtschaftlich-
20
1 Einleitung
keitsberechnung erstellt. Neben der Wirtschaftlichkeit stellt die Nahtqualität einen
zentralen Punkt der Untersuchungen dar.
Abschließend werden im Kapitel 7 alle Ergebnisse dieser Arbeit zusammengefasst.
2
Grundlagen und Stand der Technik
2.1 Laserstrahlschweißen
Beim Laserstrahlschweißen wird die Energie des Laserstrahls für das lokale Aufschmelzen des Materials der zu fügenden Werkstücke genutzt. Die Vorteile des Laserstrahlschweißens gegenüber konventionellen Schweißverfahren, wie z. B. MIG
(Metallinertgasschweißen) oder MAG (Metallaktivgasschweißen), sind die gezielte
und konzentrierte Wärmeeinbringung, die zusammen mit deutlich höheren Vorschubgeschwindigkeiten eine geringe Wärmebelastung auf dem Werkstück zur Folge hat.
Dies führt im Vergleich zu den konventionellen Schweißverfahren zu geringeren
Energieverlusten und ermöglicht die Erzeugung von schlanken und präzisen Nahtgeometrien. Infolgedessen können auch Schweißnahtnacharbeiten in der Prozesskette
minimiert werden.
2.1.1
Verfahrensprinzip
Nach DIN 8593 handelt es sich beim Fügeverfahren Laserstrahlschweißen um ein
Schmelzverbindungsschweißverfahren. Die für den Prozess erforderliche Energie wird
dabei kraftlos, d. h. ohne elektrischen oder mechanischen Kontakt zwischen Energiequelle und zu schweißenden Werkstücken, hinzugefügt [1].
Zunächst seien die grundsätzlich auftretenden Phänomene bei der Bestrahlung eines
Werkstückes anhand Bild 2.1 diskutiert. Bei niedrigen Intensitäten im Bereich einiger
10³ W/cm² bleibt die Temperatur in der Wechselwirkungszone unter der Schmelztemperatur und das Werkstück wird erwärmt. Der Zustand wird in Bild 2.1 als Erwärmung bezeichnet. Wird die Intensität im Bereich einiger 104 W/cm² erhöht, so wird
in der Wechselwirkungszone eine Temperatur erreicht, die gleich bzw. höher als die
Schmelztemperatur ist. Somit bildet sich an der Werkstückoberfläche ein Schmelzbad
aus. Die Tiefe dieses Schmelzbads ist in der Regel kleiner als die Breite. Dieser
Zustand wird normalerweise als Wärmeleitungsschweißen (WLS) bezeichnet. In Bild
2.1 ist er als Aufschmelzen dargestellt.
22
2 Grundlagen und Stand der Technik
Das Verfahren „Wärmeleitungsschweißen“ ist hauptsächlich in der Feinwerktechnik
gebräuchlich, beispielsweise beim Schweißen von Teilen für die Elektronikindustrie
oder beim Schweißen von sehr dünnen Blechen [2].
Intensität
~103 W/cm2
Erwärmen
Bild 2.1:
~104 W/cm2
Aufschmelzen
~106 W/cm2
~107 W/cm2
Dampfkanalbildung Plasmaabschirmung
Wechselwirkung zwischen Laserstrahl und Werkstück [3].
Steigt die Intensität beim Stahl bis zu Werten einiger 106 W/cm², wird die Verdampfungstemperatur erreicht. Durch das Verdampfen und den Druck des abströmenden Metalldampfes bildet sich im Schmelzbad ein Dampfkanal (Dampfkapillare, Keyhole) aus. In dem Dampfkanal, dessen Durchmesser dem des fokussierten Laserstrahls
näherungsweise entspricht, dringt die Energie des Laserstrahls als Folge von Mehrfachreflexionen tief in das Werkstück hinein. Die Tiefe der Schmelze ist dann um das
Mehrfache größer als die Breite. Aus verfahrenstechnischer Sicht wird dieser Zustand
als Tiefschweißen (engl. „keyhole welding“) bezeichnet. Die erreichbare Schweißnahttiefe ist dabei viel größer als die des Wärmeleitungsschweißens. Das Tiefschweißen wird in den meisten Powertrain- und Karosserieanwendungen des Automobilbaus angewendet. Sein Verfahrensprinzip ist in Bild 2.2 [3] skizziert. Das
resultierende Bearbeitungsergebnis hängt sowohl von der Vielzahl an dynamischen
Vorgängen in der Wechselwirkungszone (WWZ) zwischen dem Laserstrahl und dem
Werkstück, wie z. B. Metalldampf- und Plasmabildung, als auch von Strömungsvorgängen im Schmelzbad ab. Die resultierende Naht entsteht durch die relative
Bewegung zwischen dem Laserstrahl und dem Werkstück.
23
Laser/Plasma-
Schmelzbad-
Wechselwirkung
Dynamik
Energie-Einkopplung
Bild 2.2:
Schematische Darstellung des Tiefschweißens [3].
Wird bei der Wechselwirkung zwischen Laserstrahl und Werkstück das Temperaturfeld auf der Werkstückoberfläche, die mit Laserleistung beaufschlagt wird, betrachtet,
gilt vereinfacht für die maximale Temperatur in Brennfleckpunktmitte folgende
Beziehung [4]:
Tmax
1
2 S
A P

rf k
Pe
1,1
2
(2.1)
Dabei ist die Péclet-Zahl Pe abhängig von der Vorschubgeschwindigkeit v, dem
Strahlradius rf bzw. dem Strahldurchmesser df des fokussierten Strahls und der
Temperaturleitfähigkeit ț. Sie ergibt sich wie folgt:
Pe
v rf
vdf
N
2 N
(2.2)
Da beim Tiefschweißen sich im Zentrum des Brennflecks ein Dampfkanal bildet, kann
die in Gleichung (2.1) berechnete Tmax durch die Verdampfungstemperatur TV ersetzt
und nach der folgenden Formel berechnet werden:
P
df
S
,
B
TV k
Pe

1,1
A 2
M
(2.3)
V
Die rechte Seite dieser Gleichung kann nach [5] in die Faktoren B, M und V aufgeteilt
werden. Der Faktor B (Beam) ist bestimmt von dem Strahlprofil. Im Faktor M
24
(Material) sind die Materialeigenschaften zusammengefasst. Sie zeigen, dass die
Schwelle des Tiefschweißprozesses direktproportional zu der Verdampfungstemperatur TV und der Wärmeleitfähigkeit k ist. Darüber hinaus ist sie abhängig von
dem Absorptionsgrad A, der auch von der Wellenlänge bestimmt wird und für
metallische Werkstoffe im Allgemeinen mit kürzerer Wellenlänge größer ist. Der
Faktor V (Vorschubgeschwindigkeit) beinhaltet die beschriebene Péclet-Zahl. Aus
Gleichung (2.3) ist ersichtlich, dass mit kleinerem Fokusdurchmesser eine niedrigere
Leistung erforderlich ist, um die Schwelle zum Tiefschweißen zu erreichen. Außerdem
ist der sprunghafte Anstieg der Einschweißtiefe umso stärker ausgeprägt, je geringer
der Absorptionsgrad und je größer der Fokusdurchmesser ist [4].
Steigt die Leistungsdichte (bei Stahl) weiter in Bereiche größer als 107 W/cm² an, erhöht sich die Verdampfungsrate und ein Teil des Metalldampfes wie auch des
Umgebungsgases oberhalb der Wechselwirkungszone wird -in Abhängigkeit von der
Wellenlänge- ionisiert. Es entsteht Plasma, welches die Laserleistung absorbiert.
Dadurch geht zum einen ein Teil der Leistung für den Prozess verloren und zum
anderen wird der Strahl durch die als Linse wirkende Plasmaschicht defokussiert bzw.
es wird der Laserstrahldurchmesser auf der Fokusebene vergrößert [4]: Insgesamt
herrscht auf dem Werkstück eine niedrigere Intensität. Dieser Zustand wird
Plasmaabschirmung genannt. Er führt zur Entstehung von breiten und flachen
Schweißnähten.
Die Maßnahme zur Steuerung der Entstehung des Plasmas ist die Nutzung von:
x Strahlquellen mit kürzerer Wellenlänge;
x Schutzgasen (Prozessgasen) mit hohen thermischen Geschwindigkeiten und
hohem Ionisationspotenzial.
Der Absorptionskoeffizient des Plasmas ĮP ist proportional zu der Wellenlänge des
Strahls Ȝ im Quadrat [6]. Somit sind die Intensitätsverluste im Plasma viel kleiner,
wenn eine Strahlquelle mit kürzerer Wellenlänge verwendet wird, gleichzeitig ist der
Absorptionsgrad höher. Unter diesen prozesstechnischen Aspekten ist der Einsatz von
Festkörperlasern und insbesondere von Scheiben- und Faserlasern für den Schweißprozess im gesamten Getriebe-, Achsen- und Motorenbau als sinnvoll zu betrachten.
In Bild 2.3 ist das Prozessfenster des Tiefschweißens in Abhängigkeit des Strahlparameterquotienten P/df dargestellt. Wie schon erwähnt, ist es durch die Schwelle
vom Wärmeleitungsschweißen (links) und die Plasmaabschirmung (rechts) begrenzt.
25
Einschweißtiefe
Prozessfenster
Ȝ
Ȝ²
Plasmaabschirmung
Schwelle
k
Tv
Ei
A
Leistung P / Fokusdurchmesser df
Bild 2.3:
2.1.2
Prozessfenster beim Laserschweißen nach [7].
Wirkungsgrade
Trifft der fokussierte Laserstrahl mit der Leistung P auf die Werkstückoberfläche, wird
ein Teil dieser Leistung absorbiert und in Wärme umgewandelt (PA). Der Rest wird
reflektiert (PR) und transmittiert (PT):
P
PA PR PT
(2.4)
Aus Sicht der Energieeinkopplung kann Gleichung (2.4) so modifiziert werden:
1
A R T ,
(2.5)
wodurch der Absorptionsgrad A, der Reflexionsgrad R und der Transmissionsgrad T
dabei als Verhältnis von Leistungen definiert sind. Für den thermischen Prozess
„Laserstrahlschweißen“ selbst ist nur der Absorptionsgrad A bzw. die absorbierte
Leistung PA, die in Wärme umgewandelt wird, von Bedeutung. Die Werte von A
hängen von der Wellenlänge der Laserstrahlung, ihrer Polarisation, dem Strahlauftreffwinkel, den Eigenschaften des Werkstoffes und seiner Temperatur ab [6], [8].
Bis Intensitäten weniger 106 W/cm², also im Bereich des Wärmeleitungsschweißens,
findet auf der Werkstückebene ein einmaliges Auftreffen der Laserstrahlung statt.
Somit ist in diesem Intensitätsbereich die absorbierte Energie proportional zum
Absorptionsgrad.
26
Bei Vorhandensein einer Kapillare trifft der Laserstrahl im Dampfkanal mehrmals auf.
Die in der Wechselwirkungszone absorbierte Energie ist in diesem Fall proportional
zum Absorptionsgrad und hängt zudem von den im Dampfkanal entstehenden Mehrfachreflexionen ab. Werden zusätzlich noch Energieverluste durch den abströmenden
Metalldampf und das Plasma berücksichtigt, so wird die absorbierte Energie durch den
Einkoppelgrad ȘA beschrieben. Aufgrund der Mehrfachreflexionen ist der Einkoppelgrad um das Mehrfache höher als der Absorptionsgrad. Der Einkoppelgrad ist nicht
nur von Parametern wie der Wellenlänge und der Werkstoffeigenschaften, sondern
auch von der Geometrie der Dampfkapillare abhängig [6].
Neben dem Einkoppelgrad ist der thermische Wirkungsgrad Șth eine weitere Größe zur
Beschreibung der Energieumsetzung. Er beschreibt, in welchem Umfang die eingekoppelte Laserleistung, PA, in diesem Fall zur Erzeugung einer Schweißnaht, PP,
umgesetzt wird. Er ist abhängig von den Werkstoffeigenschaften, der Vorschubgeschwindigkeit, der Geometrie der Dampfkapillare und der Bauteilgeometrie. Der
thermische Wirkungsgrad bei einer streng zweidimensionalen Kapillar- und Schmelzbadgeometrie wird durch die Wärmeleitungsverluste auf einen theoretischen Wert von
maximal 48 % begrenzt [7], [9].
Die Prozesseffizienz wird durch den Prozesswirkungsgrad ȘP beschrieben. Er ist in [6]
als Verhältnis von genutzter Prozessleistung PP (jener Wert, der zum Aufschmelzen
des Nahtvolumens erforderlich ist) zu eingestrahlter Laserleistung P bzw. als Produkt
von Einkoppel- und thermischem Wirkungsgrad definiert:
KP
PP
P
K A K th
(2.6)
Er zeigt, dass eine Einflussnahme auf ȘA bzw. Șth durch geeignete Wahl der Lasereigenschaften (Wellenlänge, Polarisation der Laserstrahlung) bzw. der Prozessgestaltung (Einfallswinkel, Geometrie der Dampfkapillare, Vorschubgeschwindigkeit)
die Wirtschaftlichkeit des Prozesses positiv oder negativ beeinflussen kann [6].
In Zusammenhang mit dem Prozesswirkungsgrad ist die Streckenenergie P/v als eine
wichtige Größe zu erwähnen. Sie beschreibt die thermische Belastung eines Werkstückes: je höher ihr Wert, desto höher ist die pro Längeneinheit zugefügte Energie.
Beim Schweißen ergibt die Streckenenergie in Verhältnis zu der Nahtquerschnittsfläche Q ein direktes Maß -das energiespezifische Volumen [6]- für den Prozesswirkungsgrad, siehe Gleichung (2.7).
27
Q
~ KP
P/v
(2.7)
Für den Prozesswirkungsgrad ist demnach vorteilhaft, mit geringer Streckenenergie
und somit in den meisten Fällen mit höheren Vorschubgeschwindigkeiten zu arbeiten.
Nach [10] führen geringe Streckenenergien zu schlanken Nähten mit, in Abhängigkeit
vom Werkstoff, hohen Härten im Bereich der Schweißnaht.
2.1.3
Fokussierung
Abhängig vom Lasertyp und von der Laserbauart werden Strahlen unterschiedlicher
Qualität erzeugt. Nach [3] wird unter Strahlqualität die mit der Strahlqualitätszahl K
oder der Beugungsmaßzahl M² charakterisierte „Nähe“ eines Laserstrahls zum
bestfokussierbaren Strahl, dem Gaußschen Grundmode, verstanden:
K
1
M2
O 1

S Z 0T 0
(2.8)
Das in Gleichung (2.8) gezeigte Produkt aus Taillenradius Ȧ0 und Divergenzwinkel ș0
bezeichnet man als Strahlparameterprodukt (SPP):
SPP Z0T 0
(2.9)
Es ist eine inhärente und invariante Eigenschaft des Laserstrahls. Für den Gaußschen
Grundmode ist Ȧ0ș0 = Ȝ/ʌ und K wie M² haben den Wert eins.
Es sei nachstehend gezeigt, dass je kleiner das Strahlparameterprodukt ist, desto besser
der Strahl fokussierbar wird. Wenn ein bestfokussierbarer Laserstrahl (M² = 1 und
SPP = Ȝ/ʌ) von einer sich im Abstand z von der Strahltaille befindenden Linse der
Brennweite f fokussiert wird, bewirkt die Linse eine Änderung der geometrischen
Strahleigenschaften, siehe Bild 2.4: Bei gleichbleibendem Strahlparameterprodukt
ändern sich auf der Fokussierebene der Taillenradius und der Divergenzwinkel. Da im
Allgemeinen sich die Linse mehrere Meter von der Auskoppelebene und damit von der
Strahltaillenebene befindet, kann die Annahme gemacht werden, dass f<<z ist. Unter
dieser Annahme gelten auf der Fokussierebene folgende Abhängigkeiten [3]:
Zf |
Z 0T 0 f
Z( z)
(2.10)
28
Tf
O
SZ f
(2.11)
Werden die Gleichungen Ȧ(z) = D/2 und Ȧ0ș0 = Ȝ/ʌ in Gleichung (2.10) eingesetzt,
ergibt sich für den Radius des fokussierten Strahls (Fokusradius) folgende
Vereinfachung:
Zf
2O
S

f
D
(2.12)
Das in Gleichung (2.12) gezeigte Verhältnis der Brennweite der Fokussierlinse f zu
dem Strahldurchmesser auf der Fokussierlinse D wird als Fokussierzahl F, genannt
auch F-Zahl, bezeichnet.
z
D=2 (z)
2
2
f
0
f
0
f
2zRf
Bild 2.4:
Fokussierung eines Gaußschen Strahls [3].
Da der Durchmesser auf der Fokussierebene, df, dem Zweifachen des Radius
entspricht, wird er aus Gleichung (2.12) unter Berücksichtigung der F-Zahl abgeleitet:
df
4O
S
F
(2.13)
Eine weitere charakteristische Kenngröße des Laserstrahls ist die Rayleighlänge zR, die
auch als Schärfentiefe bekannt ist. Für den fokussierten Strahl wird sie mit zRf
bezeichnet und gibt die Entfernung vom Fokus an, bei der sich der Strahlradius um
den Faktor 2 vergrößert, die Querschnittsfläche verdoppelt oder die Leistungsdichte
halbiert hat. Sie wird durch die folgende Gleichung beschrieben:
z Rf
Zf
Tf
df F
4O F 2
S
(2.14)
29
Für einen Strahl mit der Beugungsmaßzahl K 1 / M 2 z 1 gelten analog zu den
Gleichungen (2.13) und (2.14) die Beziehungen:
df
z Rf
4O
S
4O
S
F M 2
(2.15)
F2 M 2
(2.16)
In der Praxis ist man an langen Rayleighlängen interessiert, da sie bei den in der
Schweißanlage existierenden Positionierungstoleranzen die hier beschriebenen
Fokussierkenngrößen auf der Werkstückoberfläche konstant und somit den Prozess
nahezu gleich halten. Da die Rayleighlänge zu F direkt proportional ist, nimmt sie bei
kleiner werdenden F-Zahlen bzw. Brennweiten wie der Fokusdurchmesser ab. Ändert
sich demnach beim Schweißen mit kurzen Brennweiten die Fokuslage, hat das eine
große Veränderung der Leistungsdichte zur Folge. Dies sind wichtige Zusammenhänge, die bei der Auswahl einer für den Prozess geeigneten Bearbeitungsoptik
beachtet werden müssen. Es sei zusätzlich erwähnt, dass ein besser im Vergleich zu
einem weniger gut fokussierbaren Strahl bei gleicher Brennweite und Durchmesser auf
der Fokussierlinse eine größere F-Zahl und somit eine längere Rayleighlänge hat.
2.1.4
Qualität der Schweißnaht
Zur Bewertung einer Schweißverbindung gelten die Kriterien der DIN EN 25817 [11].
Sie beschreibt im Wesentlichen Lage, Größe, Anzahl und Ort von Fehlern. Unter
Fehlern werden nach DIN EN 26520 bzw. DIN 8524 Teil 3 [12] Unregelmäßigkeiten
in der Schweißverbindung sowie Abweichungen von der vorgesehenen Form und Lage
der Schweißverbindung und der Schweißlinse oder der Schweißnaht verstanden.
Die Norm ordnet die Fehler in sechs Fehlergruppen. Die Fehler der ersten drei
Gruppen (Poren, Risse und feste Einschlüsse) sind dabei im Wesentlichen werkstoffbedingt, während die restlichen Fehler (wie z. B. Bindefehler, Formfehler, Schmelzbadauswürfe) von den Verfahren und deren Handhabung abhängig sind.
Einige dieser Fehler werden in diesem Kapitel erläutert.
30
Poren
Bei den Poren wird zwischen Prozess- und Wasserstoffporen unterschieden. Die
Prozessporen sind typisch für das Tiefschweißen und somit vom Verfahren bestimmt.
Die Form der Dampfkapillare beim Tiefschweißen ist nicht kontinuierlich und
stationär, sondern fluktuiert in ihrer Geometrie aufgrund der hohen Dynamik. Diese
Fluktuation verursacht eine stetige Änderung der Einschweißtiefe entlang der
Schweißnaht und kann auch zu einer kurzzeitigen Verschließung der Dampfkapillare
durch die Schmelze führen, siehe Bild 2.5. Es bildet sich daher die sogenannte
Verschließungsbrücke, durch die zwei Teile der Dampfkapillare entstehen. Im unteren
Teil herrscht in allen Richtungen ein hoher Druck, der aber für die Zerstörung der
Verschließungsbrücke im Allgemeinen nicht ausreichend ist, weil der Dampf rasch
kondensiert. Wenn das Schmelzbad und somit die Verschließungsbrücke erstarren,
entsteht im unteren Teil der Schweißnaht eine Pore, siehe Bild 2.5, Teil III [13], [14].
Bild 2.5:
Prozessporenbildung [6], [15].
Bei dem Übergang vom Einschweißen zum Durchschweißen wandern die Prozessporen von der unteren Mitte zum unteren Rand der Schweißnaht. Das Durchschweißen
führt zu einer Porenreduktion. Um Prozessporen beim Schweißen von Aluminiumlegierungen zu vermeiden, kann die Schmelzbadbreite durch die sogenannte Zweistrahltechnik vergrößert werden [16], [17].
Die zweite Art von Poren, die Wasserstoffporen, werden von der chemischen
Zusammensetzung des Materials verursacht. Die Legierungen enthalten sehr oft Werkstoffe, die bei Erwärmung in der Lage sind, sich aufzulösen. Beispiel hierfür sind
Wasserstoffmoleküle, die oft unvermeidlicher Bestandteil der unterschiedlichen
31
Aluminiumlegierungen sind. Bei Erwärmung des Werkstoffes lösen sich die Wasserstoffmoleküle auf und bilden kugelförmige Poren, die einen Durchmesser in der
Größenordnung von 0,1 bis 0,5 mm haben. Der Prozess der Wasserstoffporenbildung
und seine Ursachen sind in [18], [19], [20] und [21] ausführlich dokumentiert.
Beim Schweißen von verzinkten Stählen verursacht der Zn-Werkstoff in der Schmelze
eine ähnliche Problematik. Da Zink eine sehr niedrige Verdampfungstemperatur hat,
verdampft es bereits unterhalb der Temperatur der Stahlschmelze, was infolge der
damit zusammenhängenden Vorgänge im Schmelzbad zu starker Porosität führt [22].
Eine Möglichkeit zur Vermeidung solcher Poren beim Schweißen von verzinkten
Stählen in I-Naht und Überlappstoß ist die gezielte Spaltbildung zwischen den Stahlblechen, die ein leichtes Entweichen des Zn-Dampfes erlaubt. Weitere Möglichkeiten
zur Vermeidung von Wasserstoffporen beim Schweißen von Zn-Stählen werden
ausführlich in [22] diskutiert.
Risse
Unter Rissen versteht man in der Ausdehnung begrenzte, meist flächenförmige Werkstofftrennungen. Die Risse können nach der äußeren Erscheinung (Makro- und Mikrorisse), der Lage (Längs- und Querrisse) oder den Entstehungsbedingungen (Heiß- und
Kaltrisse) sowie der Entstehungsursache (z. B. Schrumpfrisse) unterschieden
werden [12], [23].
Heißrisse entstehen während des Erstarrens oder des Aufschmelzens im Bereich der
Solidustemperatur. Entsprechend sind zwei Formen zu unterscheiden, der Erstarrungsriss und der Aufschmelzungsriss.
Bild 2.6:
Heißrissbildung.
Erstarrungsrisse entstehen im Schweißgut gegen Ende der Erstarrung in dem zuletzt
erstarrenden Bereich der Schmelze. Die Restschmelze, mit einer oft niedrigeren
Schmelztemperatur, liegt als dünner Film auf den primär erstarrten Kristalliten. Dieser
ist nicht in der Lage, die bei der Schrumpfung auftretenden Spannungen aufzunehmen,
32
sodass eine Trennung an den Korngrenzen erfolgt. Gut erkennbar sind Erstarrungsrisse
daran, dass sie zumeist bis zur Oberfläche reichen und in der Regel in der Mitte der
Schweißnaht liegen [23]. Die Heißrissbildung ist eine Funktion der chemischen
Zusammensetzung des Werkstückes und der Vorschubgeschwindigkeit. Die
Geschwindigkeit bestimmt die Abkühlrate und ist dadurch eng mit dem
Erstarrungsprozess und der Heißrissbildung verbunden. Besonders bei hohen
Vorschubgeschwindigkeiten können ungünstige Spannungszustände auftreten, die zu
Fehlern in der Schweißnaht führen könnten (Bild 2.6).
Aufschmelzrisse treten dagegen in der Wärmeeinflusszone der Naht bzw. bei Mehrlagenschweißungen auf. Ursache für diese Rissbildung sind wiederum niedrigschmelzende Verbindungen auf den Korngrenzen, die unter dem Einfluss der beim
Schweißen eingebrachten Wärme aufschmelzen, ohne dass der Werkstoff selbst die
Schmelztemperatur erreicht. Bei der Abkühlung reißen diese aufgeschmolzenen Korngrenzen infolge der Spannung beim Schrumpfen auf [23].
Heißrisse können durch Schweißen mit breitem Schmelzbad, geringer Wärmezufuhr,
Verwendung von Werkstoffen höherer Reinheit und Zusatzwerkstoffen, Vorwärmung
sowie freies Schrumpfen der Teile vermieden werden.
Kaltrisse entstehen entsprechend im festen Zustand bei Temperaturen im Bereich unter
der Erstarrungsgrenze. Dabei wird der Werkstoff durch Schrumpfvorgänge bei der
Abkühlung stark beansprucht. Dies ist sowohl mit elastischen als auch mit plastischen
Verformungen verbunden. Wird das temperaturabhängige Formänderungsvermögen
des Werkstoffes dabei überschritten, kommt es örtlich zur Bildung eines Risses.
Spritzer und Schmelzbadauswürfe
Der Mechanismus, der zu Schmelzbadauswürfen führt, ist vergleichbar mit jenem, der
die Bildung von Prozessporen verursacht. Innerhalb weniger Millisekunden führt das
Aufblähen der Kapillare zu einem explosionsartigen Auswurf der Schmelze. Die
Ursachen sind noch nicht wissenschaftlich erklärt, es kann jedoch eine eindeutige
Korrelation zwischen der Häufigkeit von Auswürfen und einem lokal zu kleinen
Öffnungsdurchmesser der Kapillare nachgewiesen werden. Erklärt wird dies mit der
Hypothese, wonach die Bildung von Schmelzbrücken bei ungünstigsten
Voraussetzungen zu einer Blockade der Metalldampfströmung führt [6]. Inwieweit
dabei an der Kapillarfront im Strahlrichtung laufende Stufen („moving humps“) [24]
eine Rolle spielen, ist Gegenstand jüngerer wie aktueller Untersuchungen [25], [26],
[27].
2.2 Werkstoffe
33
Humping
Das sogenannte „Humping“ ist eine Instabilitätserscheinung, die bei sehr hohen Vorschubgeschwindigkeiten in der Schmelzeströmung weit hinter der Kapillare entsteht.
Ausbildende Nahtüberhöhungen und -einfälle in mehr oder weniger periodischen
Abständen sind charakteristisch für diesen Instabilitätsfehler [6]. Aufgrund der hier
verwendeten vergleichsweise niedrigen Vorschubgeschwindigkeiten ist das Humping
für diese Arbeit nicht relevant.
2.2 Werkstoffe
Im Getriebebau werden meistens allgemeine Baustähle (St37, St52) oder tiefziehfähige
Stähle, wie z. B. St W 24, mit entsprechenden Einsatz- (20MoCr4, 16MnCr5) oder
Vergütungsstählen (27MnVS6), zusammengeschweißt. Eine Ausnahme ist der Bau
von Ausgleichsgetrieben (AGG), bei dem für das Grundgehäuse des Tellerrads
Gusseisen mit Kugelgrafit nach DIN 1693 (GGG) [28] verwendet wird. Die Zähne des
Tellerrads werden selbstverständlich aus gehärtetem Einsatzstahl gefertigt.
Zu den wichtigsten Eigenschaften der allgemeinen Baustähle gehören unter anderem
der niedrige Kohlenstoffgehalt, die gute Umformbarkeit in kaltem Zustand sowie die
gute Schweißbarkeit. Letzteres ist von herausragender Bedeutung für den Einsatz
dieser Stähle im Automobilbau, da die Industrie zunehmend von den Niet- und
Schraubenkonstruktionen zum Schweißen übergeht. Aus diesen Werkstoffen werden
im Getriebebau niedrig beanspruchte Dreh- oder Stanzteile hergestellt. In Tabelle 2.1
sind die physikalischen Eigenschaften der allgemeinen Baustähle aufgeführt.
Von der Gruppe der tiefziehfähigen Stähle werden im Getriebebau von der Abmessung her hauptsächlich Feinbleche der Dicke von 0,5 bis 2,99 verwendet. Daraus
werden meist Teile für die automatischen Getriebe hergestellt. Die Feinbleche
bestehen überwiegend aus weichen unlegierten Stählen, die sich nach dem Walzen im
kaltgewalzten rekristallisierten Zustand befinden und die später durch Umformarbeiten
wie Tiefziehen oder Biegen in ihre endgültige Form gebracht werden. Aufgrund des
niedrigen Kohlenstoffgehalts sind tiefziehfähige Stähle sehr gut schweißbar.
34
Stoffkennwert
Allgemeine Baustähle (z. B. St37-2,
St52-3 usw.)
cp in kJ/kgK
0,46 - 0,48
in kg/dm3
7,85
in W/mK
40 - 60
W
in 10-6/K
in kJ/m3K
12
3611
TS in K
ca. 1823
TV in K
ca. 3273
Tabelle 2.1: Physikalische Eigenschaften der allgemeinen Baustähle.
Die Einsatzstähle sind unlegierte oder niedrig legierte Baustähle mit niedrigem
Kohlenstoffgehalt, die an der Oberfläche aufgekohlt und anschließend gehärtet
werden. Dadurch haben diese Stähle nach dem Härten in der Oberflächenzone eine
hohe Härte und eine gute Verschleißfestigkeit, während der Kern eine besonders
günstige Zähigkeit aufweist [29]. Da die harte Randschicht sich hauptsächlich gegen
Reibung und Druck widerstandsfähig verhält und der Kern weich und zäh ist, ist das
gesamte Stahlteil unempfindlich gegen stoßende, verdrehende oder schlagende
Beanspruchung. Diese Eigenschaften machen die Einsatzstähle zum idealen Werkstoff
für hoch beanspruchte Drehteile, wie z. B. Wellen im Getriebebau. Außerdem sind die
Einsatzstähle, wenn nicht gehärtet, gut schweißbar.
Die Vergütungsstähle sind Baustähle, die sich aufgrund ihres Kohlenstoffgehalts zum
Härten eignen und die im vergüteten Zustand hohe Zähigkeit bei bestimmter Zugfestigkeit aufweisen. Sie sind im eigentlichen Sinn keine schweißbaren Stähle. Unter
Beachtung einiger Randbedingungen ist jedoch das Schweißen der Vergütungsstähle
möglich [29].
Die Schweißeignung des Gusseisens mit Kugelgrafit (GGG) ist abhängig einerseits
von der chemischen Zusammensetzung, andererseits vom heterogenen Gefügeaufbau.
Der hohe Kohlenstoffgehalt, dieses Werkstoffs, bewirkt, dass sich bei schnellem Abkühlen nach dem Schweißen in der WEZ Martensit bildet, was zu einer Versprödung
führt. Beeinträchtigt wird die Schweißeignung weiterhin auch durch höhere P- und S-
2.2 Werkstoffe
35
Gehalte. Bei einem Schwefelgehalt über 0,06 % und einem Phosphorgehalt über 0,1 %
besteht die Gefahr der Bildung von Heiß- wie auch Kaltrissen. Kritisch ist auch die
Verwendung artgleicher Zusatzwerkstoffe. Sie führen zur Bildung von Ledeburit im
Schweißgut, wodurch die Naht spröde und rissanfällig wird. Bedingt durch den kugelförmigen Grafit hat dieser Werkstoff, verglichen mit dem Grauguss, günstigere Verformungseigenschaften, die die Rissbildungsgefahr stark vermindern. Es ist jedoch zu
beachten, dass auch hier wegen des Kohlenstoffgehaltes in der Wärmeeinflusszone
(WEZ) Aufhärtungen und Risse auftreten können [23].
Zum Schweißen von Gusseisen mit Kugelgrafit stehen wie beim Schweißen mit
Grauguss zwei Arbeitsverfahren zur Verfügung: Warm- und Kaltschweißen.
Beim Warmschweißen wird das Gussstück langsam auf 400 bis 600 °C vorgewärmt,
unter Anwendung artgleicher Zusatzwerkstoffe verschweißt und langsam abgekühlt.
Das Vorwärmen ermöglicht einen Ausgleich der Spannungen und Formänderungen
während des Schweißens, vermindert das Temperaturgefälle und sichert eine einwandfreie Verbindung von Grund- und Zusatzwerkstoff. Die Ledeburitbildung im Schweißgut wird dadurch weitgehend unterdrückt. Zusätzlich wird die Martensitbildung in der
WEZ verhindert [23]. Eine Variante des Warmschweißens ist das Halbwarmschweißen, das sich durch örtliche Aufwärmung des Gussstückes auszeichnet. Beim
Halbwarmschweißen wird vorausgesetzt, dass das Bauteil die Möglichkeit hat, sich in
der entsprechenden Spannvorrichtung auszudehnen bzw. zusammenzuziehen.
Beim Kaltschweißen wird das zu schweißende Grundstück entweder gar nicht oder nur
bis etwa 300 °C vorgewärmt. Beim Kaltschweißen mit artfremdem Schweißzusatz
beträgt die Vorwärmtemperatur nicht mehr als 100 °C. Zum Schweißen werden in der
Regel Nickel-Eisen-Legierungen als Zusatzwerkstoff verwendet. Das führt dazu, dass
das Schweißgut austenitisch bleibt. Bei Nickelgehalten kleiner als 35 % bildet sich
jedoch auch bei langsamem Abkühlen im aufgeschmolzenen Teil der WEZ des
Grundwerkstoffes Nickelmartensit hoher Härte [23].
36
2.3 Nahtvorbereitung
2.3.1
Nahtgeometrien
Wegen des geringen Schmelzvolumens beim Laserstrahlschweißen haben die Fugenformen und die schweißgerechte Bauteilkonstruktion einen besonderen Einfluss auf
die Qualität des Schweißergebnisses. Die typischen Fugenformen für das Schweißen
bei unterschiedlichen Blech- und Wanddicken sowie die verschiedenen Stoßarten sind
in DIN EN 29692 [30] beschrieben. Die geometrischen Nahtkenngrößen bei den
meisten Fugenformen und Stoßarten des Laserstrahlschweißens sind am besten in [31]
dargestellt.
Im Getriebebau werden meistens Nahtgeometrien wie I- und Y-Naht am Stumpfstoß,
Kehlnaht am T-Stoß und Bördelnaht am Flanschanfang verwendet. In diesem Kapitel
werden in Anlehnung der entsprechenden DIN- und ISO-Normen die typischen Kenngrößen dieser drei Nahtgeometrien näher erläutert. Sie sind ein wichtiger Bestandteil
einer metallografischen Untersuchung des Nahtquerschnittes.
I-Naht am Stumpfstoß
Die I-Naht stellt die einzige sinnvolle Stumpfstoßform für Dünnbleche bis 2,5 mm dar.
Alle anderen Stumpfstoßformen sind nur bei wesentlich dickeren Blechen, meistens
unter Verwendung von Zusatzmaterial, anwendbar. Anlehnend an DIN 8563 Teil 3
[32] und EN ISO 13919-1 [33] sind in [31] die geometrischen Nahtkenngrößen für die
I-Naht am Stumpfstoß definiert, siehe Bild 2.7.
Aus den in Bild 2.6 gezeigten Kenngrößen können zusätzlich der Durchschweißgrad
(DG), dem Verhältnis zwischen Nahttiefe oder -breite und den Blechdicken, sowie die
Verbindungskennzahl (VK), einer für die Kraftübertragung relevanten Nahtkenngröße,
ermittelt werden:
DG
t
min(d1 , d 2 )
(2.17)
VK
th
min( d1 , d 2 )
(2.18)
Bild 2.7:
37
Geometrische Nahtkenngrößen bei der I-Naht am Stumpfstoß [31] unter Berücksichtigung unterschiedlicher Spaltbildung (Bild oben: „ohne Spalt“, Bild mittig
„mit Spalt“) und Kantenversätze (Bilder oben und mittig: „ohne Kantenversatz“,
Bild unten: „mit Kantenversatz“).
Charakteristisch für diese Nahtgeometrie und für die Auswertung am wichtigsten sind
jedoch die Kenngrößen Nahtbreite an der Blechoberseite b, die Nahtbreite an der
Nahtwurzel bw im Falle einer Durchschweißung und die Nahttiefe (Einschweißtiefe) t.
Anlehnend an [33] können zur Abschätzung der Schweißgeschwindigkeit in einer Verfahrensentwicklungsphase für diese Nahtform Ergebnisse von Blindschweißungen
herangezogen werden, da die charakteristischen Nahtkenngrößen sehr gut mit jenen
einer unter gleichen Bedingungen durchgeführten Blindschweißung übereinstimmen.
Wobei durch die Blindschweißung die Problematik der Spaltbildung und des Kantenversatzes nicht nachgebildet werden kann. Aus diesem Grund ist die Nahtvorbereitung
in der Praxis speziell bei der I-Naht am Stumpfstoß aufgrund des immer geringer
werdenden Nahtquerschnittes für die erzielbare Nahtqualität von essenzieller
Bedeutung, denn schon eine geringe Geometrieabweichung kann relativ große Nahtfehler bewirken.
Beim Laserstrahlschweißen ohne Zusatzwerkstoff, wie im Getriebebau meist der Fall,
wird je nach Spaltbreite und Streckenenergie der tragende Querschnitt durch Nahtunterwölbung deutlich kleiner. Bei zu großem Spalt zwischen den zu schweißenden
38
Teilen kann der Laserstrahl sogar den Fügespalt passieren, ohne ein Schmelzbad zu
erzeugen, sodass keine Schweißnaht entsteht. Der Kantenversatz führt auch trotz vorhandenem Nullspalt zur Verringerung des tragenden Querschnittes. Die in der Automobilindustrie üblichen Motorenleistungen verlangen den Getriebeteilen immer
höhere Drehmomente ab, sodass in Bezug auf den tragenden Querschnitt sowohl der
Fügespalt als auch der Kantenversatz in der Praxis sehr klein gehalten werden müssen.
Die Grenzwerte für Fügespalt und Kantenversatz hängen von der Blechdicke ab und
werden durch Multiplikation der Blechdicke mit dem Faktor 0,1 ermittelt.
Bei dieser Nahtgeometrie hängt die Auswahl der Schweißparameter sehr stark von den
produktionstechnischen Anforderungen ab. Im Getriebebau dürfen keine hohe
Streckenenergien verwendet werden, da erstens die thermische Ausdehnung der Bauteile sehr gering gehalten werden muss, und zweitens die Schmelze im dadurch entstehenden breiten Schmelzbad von der Oberflächenspannung nicht getragen werden
kann, wodurch ein Teil der Schmelze nach unten fällt und somit Löcher in der
Schweißnaht entstehen.
Bördelnaht am Flanschanfang
Die Bördelnaht am Flanschanfang ist eine im Dünnblechbereich des Getriebebaus,
insbesondere bei automatischen Getrieben, sehr oft eingesetzte Nahtgeometrie. Die
geometrischen Nahtkenngrößen für diese Nahtgeometrie sind schematisch in Bild. 2.8
dargestellt.
Ähnlich wie bei der I-Naht am Stumpfstoß können die Kenngrößen Durchschweißgrad
(DG), Einschweißgrad (EG), Verhältnis zwischen einem Teil der Nahttiefe oder breite
und einer Blechdicke, und die Verbindungskennzahl (VK) ermittelt werden:
t1 t 2 s
d1 d 2 s
(2.19)
EG
§t t ·
min¨¨ 1 , 2 ¸¸
© d1 d 2 ¹
(2.20)
VK
t
min( d1 , d 2 )
(2.21)
DG
Da die Bördelnaht am Flanschanfang der I-Naht am Stumpfstoß sehr ähnelt, gelten die
gleichen Bedingungen bezüglich des zulässigen Fügespalts. Durch einen vorhandenen
Fügespalt kann die Laserstrahlung die Fügezone passieren, ohne ein entsprechendes
39
Schmelzbad zu erzeugen, sodass keine Schweißverbindung mehr möglich ist. Trotz
dieser Ähnlichkeit können bei dieser Nahtgeometrie zur Abschätzung der Schweißgeschwindigkeit in einer Verfahrensentwicklungsphase Ergebnisse von Blindschweißungen nicht herangezogen werden, da die Wärmeleitung bei dieser Nahtform
anders abläuft.
Bild 2.8:
Geometrische Nahtkenngrößen bei der Bördelnaht am Flanschanfang einschließlich Spalt [31].
Ein Kantenversatz ist bei dieser Nahtform jedoch nicht kritisch, denn durch die
Krümmung der beiden Bleche wird der Laserstrahl „selbst fokussiert“. Zudem läuft
das von der Krümmung aufgeschmolzene Material automatisch in den Spalt zwischen
den Blechen und verbindet sich mit dem Schmelzbad der entstehenden Schweißnaht.
Wesentlich empfindlicher reagiert diese Nahtgeometrie auf zu großen Streckenenergien, da die Wärmeableitung aus dem Flansch verhindert ist. Zusätzlich führt das
Aufschmelzen des Materials im Bereich der Flanschkrümmung zur Schwächung des
tragenden Nahtquerschnittes.
Kehlnaht am T-Stoß
Die Kehlnaht am T-Stoß ist im Getriebebau eine im Dickblechbereich (d > 2,5 mm)
oft eingesetzte Nahtgeometrie. In Bild 2.9 [31] sind anlehnend an [32] und [33] die
geometrischen Nahtkenngrößen auch bei dieser Nahtgeometrie gezeigt.
40
Die dimensionslosen Kennzahlen können nach folgenden Formeln ermittelt werden.
VK
Bild 2.9:
DG
t2
d2
(2.22)
EG
t1
d1
(2.23)
min(bV , d V , t 'a 2 , t 2 )
min(d1 , d 2 )
(2.24)
Geometrische Nahtkenngrößen bei der Kehlnaht am T-Stoß einschließlich
Spalt [31].
Auch bei dieser Nahtgeometrie stellt der Fügespalt eine fertigungstechnische
Problemgröße dar. Während bei relativ geraden Stoßkanten der Spalt noch mit Hilfe
von Spannelementen minimierbar ist, wirken sich bei komplizierten Konturen kleine
Unterschiede der Abweichungen von Geraden schon drastisch aus. Da die Spaltüberbrückbarkeit des Schmelzbades begrenzt ist, sind somit Schweißnahtfehler vorprogrammiert.
Bei dieser Nahtgeometrie kann das Laserstrahlschweißen nur durch einen großen
Spannaufwand zur Beseitigung des Fügespalts realisiert werden. Gleichzeitig muss die
exakte Position der Fügestelle sichergestellt werden.
2.3.2
41
Oberflächenreinheit und Beschichtungen
Da die Werkstückoberfläche in unmittelbarer Wechselwirkung mit dem Laserstrahl
steht, hat sie einen wesentlichen Einfluss auf die Qualität der Laserstrahlschweißung.
Fett, Öl oder Waschmittelrückstände auf der zu schweißenden Nahtoberfläche können
zu Poren und Auswürfen in der Schweißnaht führen. Aus diesem Grund ist es wichtig,
dass die Bauteile vor dem Schweißprozess gewaschen und entfettet werden. Da Oberflächenbeschichtungen Absorptionsverhalten und Rissbildung beeinflussen können,
sollten diese vor dem Schweißen bekannt sein, um den Einsatz entsprechender verfahrenstechnischer Maßnahmen, wie z. B. Aufwärmverfahren vor oder nach dem
Schweißen, zu ermöglichen.
2.3.3
Spannvorrichtung
Da in den vorgestellten Nahtgeometrien die Größe des Fügespalts für die Nahtqualität
entscheidend ist, muss zur Verminderung des Fügespalts eine Spannvorrichtung verwendet werden, wobei bei bestimmten Nahtgeometrien die zu verbindenden Bauteile
wenn möglich auch gegeneinander gepresst werden sollten, insbesondere bei der
Kehlnaht am T-Stoß.
Das Hauptziel einer Spannvorrichtung ist es, die zu schweißenden Bauteile zu fixieren,
damit Verzug während des Schweißens vermindert wird und um die Fügestelle unter
dem Laserstrahl zu positionieren. Hierbei muss auf die geforderte Genauigkeit und auf
die Bauteiltoleranzen geachtet werden.
Bei der Konstruktion einer Spannvorrichtung sollte beachtet werden, dass während des
Schweißens Spritzer entstehen, die die Spannvorrichtung verschmutzen und sogar die
Fixierung der Bauteile behindern können. Außerdem sollte ausreichend Platz für Gasanschlüsse eingeplant werden.
2.3.4
Heften
Im heutigen Motoren- und Getriebebau der Automobilindustrie werden überwiegend
rotationssymmetrische Bauteile geschweißt. Bei diesen Bauteilen kann in der Regel
der durch Wärmeeinbringung entstandene Verzug nicht immer durch die Spannvorrichtung kompensiert werden. Deshalb ist ein Heftvorgang vor dem Schweißen
sinnvoll und in vielen Fällen sogar notwendig. Im Normalfall wird hier ein voller Um-
42
fang mit Vorschubgeschwindigkeiten um das bis zu Vierfache der Schweißgeschwindigkeit geheftet. Eine zweite Möglichkeit, die Bauteile zu heften, sind Punktschweißungen, die in bestimmten Abständen auf dem Bauteil durchgeführt werden.
Der Verzug durch Wärmeeinbringung und die daraus entstandenen Eigenspannungen
wurden in [34] ausführlich diskutiert.
2.4 Produktionsanlagen
Die Komponenten einer Produktionsanlage sind in der Regel nach fünf Hauptgruppen
gegliedert. Zur ersten Hauptgruppe gehört die Strahlquelle. Die zweite Hauptgruppe
besteht aus den Strahlführung- und den Strahlformungskomponenten sowie den
Komponenten des Prozessadapters. In der dritten Hauptgruppe sind die Komponenten
der Werkstückhandhabung zusammengefasst. Die Hauptgruppen vier und fünf
vereinen in sich Komponenten der Steuerung und der Sicherheit.
Hier wird nur auf die Komponenten der ersten drei Hauptgruppen einer Produktionsanlage eingegangen. Darüber hinaus wird in einem kleinen Beispiel das Konzept einer
typischen Schweißanlage aus der heutigen Getriebefertigung erläutert und dabei
Größen wie Taktzeit tz, Lasernutzungsgrad und Durchlaufzeit (DLZ) diskutiert.
2.4.1
Komponenten der Hauptgruppen
Strahlquellen
Im Getriebebau werden zumeist CO2-Laser als Strahlquellen zum Schweißen
verwendet. Wegen der sehr guten Fokussierbarkeit bei gleichzeitig hohen Leistungen
bieten diese Geräte eine gute Zugänglichkeit zu schwer erreichbaren Verbindungsstellen und erlauben dabei die von der Industrie geforderten Einschweißtiefen bzw.
Verbindungsquerschnitte zu realisieren. Zurzeit werden im Getriebebau je nach Bauteilaufgabe CO2-Laser zwischen 2 und 6 kW eingesetzt (Bild 2.10).
Konventionelle lampengepumpte Festkörperlaser (LFKL) sind für die Aufgaben im
Getriebebau nicht geeignet, da sie kommerziell bis 4 kW bei einer nur geringen
Fokussierbarkeit verfügbar sind. Damit können die im Getriebebau gewünschten
schlanken und tiefen Nähte nicht erreicht werden.
43
Bild 2.10: CO2-Laserquellen TruFlow von Trumpf (links) und Slab von Rofin (rechts).
Strahlführung, Strahlformung und Prozessadapter
Der technische Aufbau der Strahlführung hängt von der Wellenlänge des Laserstrahls
und somit von der Art der Laserquelle ab. Bei CO2-Lasern wird der Laserstrahl durch
Spiegel-Rohr-Systeme zum Werkstück geführt. Diese Systeme sind sehr aufwendig zu
justieren, unflexibel und schmutzanfällig. Eine größere Flexibilität wird erreicht, wenn
der Strahl mit Hilfe von Gelenkarmen geführt wird.
Der Laserstrahl der Festkörperlaser kann dagegen durch die Verwendung von Lichtleitfasern flexibel und ohne aufwendige Justierarbeit zum Werkstück gebracht werden.
Typischerweise lassen sich bereits im Lasergerät ohne zusätzliche Justierarbeit
mehrere Fasern gleichzeitig anschließen, die durch einen Schaltmechanismus den
Laserstrahl an mehrere Bearbeitungsstationen hintereinander (Timesharing) oder
parallel (Powersharing) zur Verfügung stellen.
Im Timesharing-Betrieb lässt sich die Strahlquelle in einer Station nutzen, während an
einer anderen die Be- bzw. Entladungsphase vonstattengeht. Der Aufwand einen
Timesharing-Betrieb zu realisieren ist bei der Strahlführung über Spiegelsystemen
deutlich höher als bei der Strahlführung über Lichtleitfasern.
Die optische Strahlformung am Ende der Strahlführung erfolgt in der Regel beim CO2Laser durch Parabolspiegel und beim Festkörperlaser durch Linsen. Die Linsen sind in
einer Bearbeitungsoptik eingebaut, in der der Strahl nach Austritt aus der Lichtleitfaser
erst kollimiert und dann fokussiert wird. Die für den jeweiligen Schweißprozess
gewünschten Fokusdurchmesser (bzw. Leistungsdichten) werden durch die
Kombination unterschiedlicher Linsen bzw. Linsensysteme erreicht.
Wirtschaftlich gesehen sind die Linsen gegenüber den Spiegeln eine kostengünstigere
Lösung der Strahlformung. Die Spiegel dagegen lassen sich besser kühlen und nach
44
einer Verschmutzung unkompliziert reinigen. Als Leistungsverlust ist sowohl bei den
Spiegeln als auch bei den Linsen mit ca. 2 % pro Spiegel bzw. Linse zu rechnen.
Die Aufgabe des nach der Strahlformung eingebauten Prozessadapters ist die reproduzierbare Zuführung der Prozessmedien, wie Schutzgas und evtl. Zusatzwerkstoff
sowie der effektive Schutz der Bearbeitungsoptik vor Schweißspritzern und Rauch.
Werkstückhandhabung
Neben der Strahlquelle, der Strahlführung, der Strahlformung und dem Prozessadapter
stellt die Werkstückhandhabung, bestehend aus einer Be- und Entladungseinrichtung (1), einer Press- (2), einer Spann- (3) und einer Bewegungsvorrichtung
(z. B. Drehachse) (4), eine weitere Hauptgruppe einer Produktionsanlage dar, siehe
Bild 2.11. Zu dieser Gruppe können zusätzlich je nach Anlagenprinzip auch Transportbänder und Komponente zur Werkstückeinschleusung gehören.
3
2
1
4
Bild 2.11: Beispiel einer Anlage zum Laserstrahlschweißen von Getriebeteilen mit zwei Beund Entladungseinheiten [Quelle: Maschinenfabrik Arnold].
Die Bewegung des fokussierten Laserstrahls auf dem Werkstück kann grundsätzlich
durch Bewegung der Strahlquelle, des Strahlführungsystems, des Werkstückes oder
durch eine Kombination daraus erfolgen. Grundsätzlich hängt die tatsächliche Realisierung von der Schweißaufgabe ab. Im Getriebebau fallen zweidimensionale (2D)
Schweißnahtbahnen an rotationssymmetrischen Teilen an. Das Werkstück wird durch
eine Rotationsachse bewegt. Der fokussierte Laserstrahl hat auf dem Werkstück eine
feste Position.
2.4.2
45
Typisches Beispiel einer Serienschweißanlage der
Getriebefertigung
In Bild 2.12 ist die schematische Darstellung einer Schweißanlage der Maschinenfabrik Arnold aus der heutigen Getriebeserienfertigung zu sehen. Diese Anlage hat
zwei Werkstückbearbeitungsstationen kombiniert mit zwei Be- und Entladungseinheiten, siehe auch Bild 2.11. In ihr werden zwei Einzelteile des Zusammenbaus
(ZB) „Hohlrad“ zusammengeschweißt. Die hier angenommenen Wirtschaftlichkeitsfaktoren und gemessenen Taktzeiten werden in Kapitel 6 als Grundlage für die neuen
Anlagenkonzepte verwendet.
Strahlführung über Spiegel
Laserstrahl
Linearantrieb
Doppelgreifer
Werkstückträger
(WT)
Kabine
Gurtförderer
Pressen und
Schweißen
Be- und
Entladung
Bild 2.12: Schematische Darstellung einer Schweißanlage aus der heutigen Serienfertigung [35].
Die zu schweißenden Einzelteile des Zusammenbaus (ZB) „Hohlrad“, Hohlrad und
Hohlradträger, gelangen mittels eines Gurtfördersystems zu den Be- und Entladungseinheiten. Dort werden sie von einer Linearachse mit einem Doppelgreifer, der in der
Lage ist, beide Einzelteile gleichzeitig aufzunehmen, in die Schweißvorrichtung einer
der beiden Be- bzw. Entladungsschlitten gelegt. Das Einlegen der Einzelteile in die
Schweißvorrichtung geschieht in einer festgelegten Reihenfolge. Im Be- bzw. Entladungsschlitten werden die Einzelteile zunächst fixiert und dann in der Werkstückbearbeitungsstation zusammengepresst. Der Pressvorgang wird durch eine Spindel
durchgeführt. Als Anschlag beim Pressvorgang dient dabei eine Schweißbrille, die
46
über dem Schlitten eingebaut ist. In der Werkstückbearbeitungsstation wird der Pressvorgang beendet und die Einzelteile zusammengeschweißt. Beim Schweißvorgang
wird das Bauteil durch eine Rotationsachse gedreht, die Schweißoptik dagegen bleibt
in fester Position. Während des Schweißvorgangs bestückt der Doppelgreifer den
zweiten Be- bzw. Entladungsschlitten. Nach dem Schweißvorgang, der aus Heften und
Schweißen besteht, wird einerseits das geschweißte Bauteil zurück zu dem Gurtfördersystem transportiert, anderseits der bewegliche Schweißkopf zu einer neuen Schweißposition über der zweiten Werkstückbearbeitungsstation befördert. Diese Beförderung
findet mithilfe einer zweiten Linearachse statt. An dieser Linearachse ist die Strahlführung bestehend aus gekühlten, molybdänbeschichteten Kupferspiegeln und Rohren
bzw. Teleskoprohren montiert.
Da die Wellenlänge des CO2-Lasers von Plexiglas absorbiert wird, reicht es für die
Sicherheit aus, wenn die Anlagenkabine aus optisch transparenten Plexiglasscheiben
gebaut wird. Somit können an der Anlage Einrichtarbeiten sehr leicht durchgeführt
werden.
Alle Wirtschaftlichkeitsfaktoren einer Schweißanlage, außer dem Maschinenstundensatz (MSS), können mittels der Takt- und der Durchlaufzeit ermittelt werden. Nach
[36] ist die Taktzeit tZ die Zeit, bei der eine Mengeneinheit hergestellt wird, damit das
Fließsystem die Sollmengenleistung erbringt. Ein weiterer Wirtschaftlichkeitsfaktor ist
die Durchlaufzeit (DLZ), welche der Zeit entspricht, die ein Einzelteil benötigt, um die
Schweißanlage zu durchlaufen [37].
Zunächst wurde bei dieser Schweißanlage der Maschinenfabrik Arnold die theoretische Taktzeit tZ ermittelt. Dafür wurde der Gesamtprozess „Laserstrahlschweißen“ in
Einzelprozesse aufgeteilt und die Zeiten dieser Einzelprozesse in der Produktion
gemessen, sie sind in dem Taktzeitdiagramm in Bild 2.13 dargestellt. Da es zwischen
dem Schweißprozess an der Station 1 und dem der Station 2 eine Wartezeit, während
der die Schweißoptik von der einen zu der anderen Werkstückbearbeitungsstation
bewegt wird, gab, konnte eine Diskrepanz zwischen den in Bild 2.12 dargestellten
Taktzeiten festgestellt werden. Die theoretische Taktzeit der Schweißanlage wurde aus
Mittelwert der Taktzeit beider Stationen ermittelt und lag bei 18,75 s.
47
Zeit in s
3
1 2
DLZ = 37,50 s
tZ (theoretisch) = 18,75 s
tZ (gemessen) = 19,70 s
Lasernutzung 66 %
(nach tZ gemessen)
4
5
6
7
8
9
11
10
12
13
14
15
tZ = 17 s
1.
2.
3.
4.
Linearachse in Beladepos. anfahren = 1 s
Einzelteile beladen = 2 s
Bewegung Beladung Æ Schlitten 1/2 = 2 s
Einzelteile ablegen = 2,5 s
tZ = 20,5 s
5.
6.
7.
8.
9.
10.
11.
Spannen = 2 s
In Station fahren = 2 s
Hub hoch (Pressen) = 2 s
Heften (10 m/min) = 3 s
Schweißen (3m/min) = 10 s
Hub runter = 2 s
Entspannen = 2 s
12.
13.
14.
15.
Be-/Entladung
Schlitten 1
Laser
Schlitten 2
Optik bewegen
Wartezeiten Achse
Wartezeiten Laser
Aus Station rausfahren = 2 s
Bauteil greifen = 1,5 s
Linearachse in Entladepos. anfahren = 2 s
Entladen = 1,5 s
Bild 2.13: Taktzeitdiagramm einer Schweißanlage aus der heutigen Serienfertigung.
Danach wurde die tatsächliche Taktzeit ermittelt, in dem mithilfe einer Stoppuhr die
Zeiten von zehn geschweißten Bauteilen gemessen wurden. Demnach lag die tatsächliche Taktzeit bei 19,7 s. Der Unterschied zwischen der theoretischen und der
gemessenen Taktzeit ist darin begründet, dass bei der Ermittlung der theoretischen
Taktzeit infolge der Aufteilung in Einzelprozesse die Kommunikationszeiten zwischen
den einzelnen Maschinenkomponenten nicht berücksichtigt wurden.
Mittels der tatsächlichen Taktzeit tZ kann der Lasernutzungsgrad ermittelt werden. Bei
einer gemessenen Taktzeit von 19,7 s wird für diese Schweißanlage unter Berücksichtigung der Schweißzeiten (insgesamt 13 s) ein Lasernutzungsgrad von ca. 66 %
unter Vollauslastung berechnet. Anschließend wurde die Durchlaufzeit (DLZ)
ermittelt. Sie betrug bei dieser Anlage ca. 37,5 s.
Als ein weiterer Wirtschaftlichkeitsfaktor gibt der Maschinenstundensatz (MSS) die
Kosten an, die eine Maschine oder Anlage in einer Stunde verursacht. Dabei werden
die sogenannten maschinenabhängigen Kosten ins Verhältnis zur Maschinenlaufzeit in
Stunden gesetzt [38]. In dieser Arbeit wurden zur Erststellung von Wirtschaftlichkeitsberechnungen die maschinenabhängigen Kosten wie Abschreibung für Ab-
48
nutzung (AfA), kalkulatorische Zinsen, laufende Kosten (Strom, Wasser, Schutzgas),
Personal-, Instandhaltungs- sowie Raumkosten verwendet.
2.5 Verfahren zur Beurteilung von Laserschweißnähten
Prinzipiell sind bei Laserschweißnähten alle zerstörenden und zerstörungsfreien Prüfverfahren anwendbar. Bei der Anwendung dieser Prüfverfahren sollten jedoch die
bauteil- und produktspezifischen Anforderungen beachtet werden.
Zerstörende Prüfung
Die zerstörende Prüfung von Schweißverbindungen an metallischen Werkstoffen ist in
verschiedenen DIN-Normen definiert. Mit dieser Prüfung werden die metallurgischen
Eigenschaften der Schweißverbindung und der Wärmeeinflusszone aufgeschlüsselt. In
der industriellen Fertigung werden Schweißnähte an tragenden und drehmomentübertragenden Verbindungen zumeist nach den Vorgaben des DIN EN 1321 [39]
untersucht. Dabei werden die Schweißnähte quer zur Schweißrichtung geschnitten und
die Querschliffe mikroskopisch beurteilt, indem die Nahttiefe, die Nahtbreite und der
Verbindungsquerschnitt vermessen werden, siehe Bild 2.14. Sehr oft werden in der
Praxis Vermessungen des Nahtversatzes in lateraler Richtung gemacht, indem die
Schweißung mit geringer Leistung durchgeführt und anschließend auf dem Querschliff
die Wurzelposition zur theoretischen Mitte der Schweißnaht vermessen wird.
b
t = 3,01 mm
b = 0,50 mm
Q = 1,49 mm²
Bild 2.14: Beispiel einer metallografischen Untersuchung. Die Nahtgeometrie wird oft beim
Schweißen von Teilen automatischer Getriebe verwendet.
Bei besonderen Werkstoffkombinationen wird zusätzlich eine Härteprüfung nach
DIN EN 1043-2 [40] durchgeführt, indem innerhalb der Schweißnaht, in der Wärmeeinflusszone und im Grundwerkstoff die Härte vermessen wird. Dabei werden Rück-
49
schlüsse auf die Festigkeit der Schweißnaht und die Möglichkeit zur Entstehung von
Kaltrissen in der Schweißverbindung gezogen.
Weitere zerstörende Prüfungen sind: Bruchprüfung, Zugversuch, technologischer
Biegeversuch, Kerbschlagbiegeversuch, Tiefungsversuch usw., die im Rahmen dieser
Arbeit aber nicht zum Einsatz kamen.
Zerstörungsfreie Prüfung
Der Nachteil der zerstörenden Prüfungen ist die Zerstörung der Schweißnaht und
somit des Bauteils. Aus diesem Grund bemüht sich die Industrie um eine flächendeckende Durchführung der zerstörungsfreien Prüfung, zu der Verfahren wie Ultraschall oder Wirbelstrom gehören. Leider ist diese Prüfung, vor allem bei kleinen Nahtquerschnitten, sehr komplexen größeren Querschnitten oder komplizierten Nahtgeometrien, nur bedingt einsetzbar. Als Vorbereitung müssen auch bei manchen
Anwendungen vor der Prüfung die Bauteile nachbearbeitet werden. Dies verschlechtert enorm die Ausbringung und somit die Wirtschaftlichkeit der Schweißanlage.
Prüfung durch Sichtkontrolle
Eine sehr verbreitete Prüfmethode ist die Bewertung des Nahtäußeren durch eine
Sichtmethode. Die Sichtmethode ist die erste und in vielen Anwendungen die einzige
Kontrollmaßnahme, die vom Hersteller durchgeführt wird, sofern zwischen dem
Lieferanten und dem Käufer keine technischen Lieferbedingungen festgelegt sind.
Durch die Sichtkontrolle können jedoch nur typische äußere Unregelmäßigkeiten, wie
z. B. Randkerben, Schweißspritzer auf der Nahtoberfläche, starke Überhöhung und
Unterwölbung an der Nahtoberseite, beurteilt werden.
Prozessüberwachung
Da die Sichtkontrolle eine subjektive und zeitaufwendige Prüfmethode mit personenabhängigen Ergebnissen und folglich enormem Bildungsaufwand des Schweißpersonals darstellt, sucht die Industrie nach neuen Ansätzen zur Kontrolle von lasergeschweißten Nähten. Ein neuer Ansatz zur objektiven Prozesskontrolle beim Laserstrahlschweißen ist die Prozessüberwachung durch fotodioden- und kamerabasierte
Überwachungssysteme. Das Thema „Prozessüberwachung“ ist in [41], [42], [43], [44]
und [45] ausführlich dokumentiert.
50
Diese Prüfkontrolle kann in zwei Gruppen unterteilt werden. Die erste Gruppe ist die
sogenannte Online-Prozessüberwachung, die während des Schweißprozesses stattfindet und somit die Maschinenausbringung zeitlich nicht beeinflusst, siehe Bild 2.15.
Die zweite Gruppe ist die Offline-Prozessüberwachung, die nach dem Schweißprozess
stattfindet und für die Prozesse und Anwendungen interessant sind, in denen die
Maschinenausbringung keine große Rolle spielt, aber das Feststellen der Schweißnahtqualität entscheidend ist.
Bild 2.15: Schematische Darstellung einer Online-Prozessüberwachung.
Die On-Line-Prozessüberwachung kann ihrerseits in drei Abschnitte unterteilt werden,
in die Pre-, In- und Postprozessüberwachung. Das Ziel der sogenannten Pre-Prozessüberwachung ist es, die Bearbeitungsoptik in die richtige Schweißposition zu führen
und somit die Einhaltung der vorgegebenen Parameter Fokuslage und Lateralversatz
sicherzustellen. Dies geschieht normalerweise durch ein Triangulationsverfahren. Die
In-Prozessüberwachung detektiert Unterschiede im Schweißprozess selbst. Dafür gibt
es unterschiedliche Methoden und Ansätze; hierzu gehören die Berechnung der
geometrischen Eigenschaften des Schweißprozesses mittels Kameratechnik (Bildbearbeitung) und die Aufnahme von Prozessstrahlung in bestimmten Wellenlängenbereichen mittels Fotodioden. Die Postprozessüberwachung untersucht die Oberraupe
51
der Schweißnaht, üblicherweise mittels eines Triangulationsverfahrens oder einer
Graubildauswertung. Sie kann auch offline erfolgen.
3
Systemtechnik, Versuchsaufbau und
Versuchsdurchführung
In diesem Kapitel wird näher auf die verwendete Systemtechnik eingegangen. Die
Komponenten des Versuchsaufbaus, wie z. B. Strahlquellen, Strahlführung und Strahlformung sowie Bearbeitungsstationen, werden beschrieben. Darüber hinaus werden
die in dieser Arbeit verwendeten Werkstoffe und ihre chemische Zusammensetzung
näher erläutert.
3.1 Strahlquellen
Dieser Abschnitt beschäftigt sich zuerst mit den Eigenschaften und dem mechanischen
Aufbau der Festkörperlaser, deren Vertreter in dieser Arbeit der Scheiben- und der
Faserlaser sind. Danach werden die Eigenschaften und der mechanische Aufbau der
CO2-Laser behandelt. Die meisten hier diskutierten Schweißversuche wurden mit dem
Scheibenlaser durchgeführt. Nur in einigen Vergleichsversuchen wurden Faser- und
CO2-Laser verwendet.
Das Konzept des lampengepumpten Festkörperlasers (LPFKL) kann gleichermaßen als
Grundlage für den mechanischen Aufbau und die Eigenschaften des Scheiben- und
Faserlasers angesehen werden. Das laseraktive Medium (LAM) dieses Lasers besteht
aus Kristallen, den sogenannten Wirtsmaterialen, die mit Metall-Ionen oder Ionen
seltener Erden dotiert werden. Das Wirtskristall des lampengepumpten Festkörperlasers besteht aus Yttrium-Aluminium-Granat (YAG), bei dem im Kristallgitter Y3+Ionen durch Nd3+-Ionen ersetzt sind (Nd:YAG) [3]. Das LAM, das bei diesem Laser
die Form eines Stabes hat, wird optisch mittels Krypton- oder Xenon-Bogenlampen
angeregt. Da diese Bogenlampen ein breitrandiges Licht erzeugen, wird nur ein Teil
dieses Lichts zur Lasererzeugung genutzt. Somit beträgt der Gesamtwirkungsgrad ȘL
(elektrisch/optisch) des lampengepumpten Festkörperlasers nur 2 - 5 %. Da die
Kühlung des Laserstabes durch seine Außenfläche erfolgt, entsteht im LAM ein
radialer Temperaturgradient, der seinerseits zu einer ungleichförmigen Verteilung des
Brechungsindex und somit zu dem sogenannten „thermischen Linseneffekt“ führt. Der
3.1 Strahlquellen
53
thermische Linseneffekt verschlechtert die Strahlqualität eines Lasers und somit seine
Fokussierbarkeit (siehe auch Abschnitt 2.1.3).
Eine Verbesserung dieses Konzepts stellen die diodengepumpten Festkörperlaser
(DPFKL) dar. Bei diesen Lasern wurden die chemische Zusammensetzung des LAM
und seine bauübliche Form beibehalten. Es wurden lediglich die Bogenlampen durch
Diodenlaser ersetzt. Aufgrund des im Vergleich zu den Bogenlampen wesentlich
schmaleren Emissionsspektrums der eingesetzten Diodenlaser führte diese Maßnahme
zur Verbesserung des Gesamtwirkungsgrads bis ca. 10 % [6]. Durch das Beibehalten
der Form erfolgt die Kühlung des LAM bei diesen Systemen analog zu den lampengepumpten Festkörperlasern durch seine Außenfläche. Deshalb ist die Strahlqualität
auch hier durch den thermischen Linseneffekt begrenzt.
Bei den diodengepumpten Festkörperlasern höchster Brillanz (Scheiben- und Faserlaser) wurde nicht nur die Anregungstechnik, sondern auch die Geometrie des Wirtskristalls des LAM und die Kühlung geändert. Ziel dieser Änderungen war es, den
thermischen Linseneffekt zu reduzieren. Damit wurden diodengepumpte Festkörperlaser neuster Generation erhalten, die in sich die Vorzüge des CO2-Lasers - hohe
Strahlqualität und hoher Gesamtwirkungsgrad - und die Vorteile einer niedrigeren
Wellenlänge der bisherigen Festkörperlaser vereinen.
Durch die prozess- und systemtechnischen Vorteile des Festkörperlasers und die neu
gewonnenen Vorteile der hohen Strahlqualität und des hohen Gesamtwirkungsgrads
eröffneten diese Systeme neue Anwendungsmöglichkeiten für die Lasertechnik.
Weitere Entwicklungen bei den Laserdioden, die auch hier zur Anregung des LAM
verwendet werden, erlauben in den heutigen diodengepumpten Festkörperlasern
höchster Brillanz längere Betriebszeiten, als dies vor wenigen Jahren der Fall war.
Nach Herstellerangaben müssen Diodenlaser heute erst nach ca. 100.000 Betriebsstunden ersetzt werden (Tendenz steigend). Infolgedessen sind die Betriebskosten
dieser Strahlquellen entsprechend niedrig. Die Kombination aus einem hohen
Gesamtwirkungsgrad und niedrigen Betriebskosten macht diese Strahlquellen aus
wirtschaftlicher Sicht äußerst attraktiv.
Scheibenlaser
Der Wirtskristall des Scheibenlasers hat die Form einer dünnen Scheibe und besteht
aus Yttrium-Aluminium-Granat, bei dem im Kristallgitter Y3+-Ionen durch Yb3+-Ionen
(Yb:YAG) ersetzt wurden. Da die Dicke der Scheibe sehr viel geringer als ihr Durchmesser ist, kann sie nicht über ihren Umfang gekühlt werden. Stattdessen erfolgt die
54
3 Systemtechnik, Versuchsaufbau und Versuchsdurchführung
Kühlung stirnseitig, siehe Bild 3.1. Dies führt zu einer Verminderung des radialen
Temperaturgradienten und des damit verbundenen thermischen Linseneffekts [6].
Die Anregung der Scheibe erfolgt mittels Diodenlaser. Sie erzeugen eine Pumpstrahlung, die sehr schmalbandig und ideal für den Energieübergang abgestimmt ist.
Mithilfe eines Parabolspiegels und verschiedenen Umlenkprismen wird die Pumpstrahlung immer versetzt mehrfach auf den Laserkristall fokussiert, sodass die
Gesamtabsorption der Pumpstrahlung im Kristall gut 90 % betragen kann [6]. Die
Auskopplung des erzeugten Laserstrahls, die eine Wellenlänge von 1030 nm hat,
erfolgt durch den sogenannten Auskoppelspiegel.
Bild 3.1:
Schematischer Aufbau des Scheibenlasers [6].
In dieser Arbeit stehen drei Scheibenlaser mit einer Gesamtleistung PL von 3, 4 und
6 kW zur Verfügung. Der 3kW-Scheibenlaser hat ein Strahlparameterprodukt w0ș0 von
6 mm*mrad. Das Strahlparameterprodukt des 4kW-Scheibenlasers beträgt
8 mm*mrad. Die 6kW-Strahlquelle hat dagegen, laut Herstellerangaben, 10 mm*mrad.
Der Gesamtwirkungsgrad dieser Strahlquellen wird mit 16 % angegeben. Als
industrielles Beispiel ist in Bild 3.2 ein 6kW-Scheibenlaser der Fa. Trumpf gezeigt.
Zurzeit sind kommerziell Scheibenlaser bis 16 kW bei einem Strahlparameterprodukt
bis 12 mm*mrad erhältlich. Der Gesamtwirkungsgrad dieser Strahlwerkzeuge liegt,
laut Hersteller, bei ca. 20 %.
3.1 Strahlquellen
Bild 3.2:
55
6kW-Scheibenlaser [Quelle: Trumpf].
Faserlaser
Der dotierte Kern einer Glasfaser bildet beim Faserlaser das laseraktive Medium
(LAM). Das häufigste Dotierungselement für den laseraktiven Faserkern ist Erbium,
gefolgt von Ytterbium, Neodym und Thulium. Für Leistungen größer 1 kW wird
Ytterbium als Dotierungselement verwendet, was zu Laserwellenlängen zwischen
1070 und 1080 nm führt. Da die Glasfaser einen sehr kleinen Durchmesser - bei
gleichzeitig großer Länge - hat, wird der thermische Linseneffekt bei diesem Laserkonzept durch die laterale geometrische Begrenzung deutlich reduziert. Für die
Anregung werden auch hier Diodenlaser verwendet.
Die aktive Glasfaser und die Anregungstechnik stellen die wichtigsten Komponenten
der in Bild 3.3 gezeigten Single-Mode (SM) Faserlasereinheit dar. Zurzeit werden
kommerziell Single-Mode Faserlaser bis ca. 2 kW angeboten. Durch die Zusammenführung mehrerer Single-Mode Faserlaser kann die Laserleistung theoretisch beliebig
gesteigert werden. Dadurch entsteht der sogenannte Multi-Mode (MM) Faserlaser, der
eine äußerst kompakte Bauweise aufweist.
56
Bild 3.3:
Schema eines Single-Mode Faserlasers [Quelle: IPG Photonics].
Die Leistung des in dieser Arbeit zur Verfügung stehenden Multi-Mode Faserlasers
beträgt 10 kW bei einem Strahlparameterprodukt von 10 mm*mrad. Der Gesamtwirkungsgrad dieser Strahlquelle wird mit 27 % angegeben. Das Beispiel eines 6 bis
10 kW Multi-Mode Faserlasers ist in Bild 3.4 gezeigt. Zurzeit sind laut Fa. IPG
Photonics Multi-Mode Faserlaser bis 30 kW kommerziell erhältlich.
Bild 3.4:
6 bis 10 kW Yb-Faserlaser (MM) von IPG Photonics.
3.1 Strahlquellen
57
CO2-Laser
Der CO2-Laser gehört zu der Gruppe der Gaslaser. Er ist in der Getriebeproduktion die
am häufigsten eingesetzte Strahlquelle. Eigenschaften wie hohe Strahlqualität und
niedrige Investitionskosten machen ihn, wie bereits in Kapitel 2.4.1 erwähnt, für die
industrielle Materialbearbeitung aus wirtschaftlicher Sicht sehr interessant. Sein laseraktives Medium besteht aus einer Mischung der Gase: CO2, N2 und He. Das CO2Molekül besteht aus einem Kohlenstoffatom und zwei Sauerstoffatomen. Dieses
Molekül wird durch Stöße mit den N2-Molekülen angeregt, die wiederum ihre Energie
von Elektronen einer elektrischen Gasentladung erhalten haben. Die Aussendung der
Strahlung erfolgt durch die Übergänge zwischen zwei Vibrationsniveaus innerhalb des
Elektronengrundzustandes. Da der Vibration diskrete Rotationsenergien überlagert
sind, können verschiedene Wellenlängen erzeugt werden. Die in der industriellen
Materialbearbeitung meist verwendete Wellenlänge dieses Lasers liegt bei 10.600 nm.
Von der Art der Kühlung wird bei dem CO2-Laser zwischen diffusions- und konvektionsgekühlten Strahlquellen unterschieden. Bei den diffusionsgekühlten Geräten
erfolgt der Wärmetransport infolge eines Temperaturgradienten vom Inneren des
Mediums zu seinen gekühlten Wandungen hin. Bei der Konvektionskühlung sind
Wärme- und Stofftransport inhärent miteinander gekoppelt [6]. Zurzeit sind CO2-Laser
bis 20 kW kommerziell erhältlich.
Bei einigen in dieser Arbeit durchgeführten Vergleichsversuchen wurde ein konvektionsgekühlter CO2-Laser der Fa. Trumpf verwendet. Die Laserleistung dieses
Geräts betrug 5 kW bei einer Beugungsmaßzahl M2 von 1,82, die einem Strahlparameterprodukt von ca. 6 mm*mrad entspricht. Der Gesamtwirkungsgrad dieser
Strahlquelle wurde vom Hersteller mit 10 - 12 % angegeben.
Die für den Vergleich in Kapitel 4.5 verwendeten Serienbauteile wurden in der
Getriebeproduktion der Daimler AG hergestellt. Als Strahlquelle wurde dabei ein
diffusionsgekühlter CO2-Laser (Slab) der Fa. Rofin verwendet; siehe auch Bild 2.9 in
Kapitel 2.4.1. Die Leistung dieser Strahlquelle betrug 3 kW bei einer Beugungsmaßzahl von 1,05, einem Strahlparameterprodukt von ca. 3,5 mm*mrad entsprechend. Der
Gesamtwirkungsgrad dieses Lasers wurde vom Hersteller mit 15 % angegeben.
58
3.2 Strahlführung und Strahlformung
Die Grundlagen zur Strahlführung und Strahlformung wurden bereits in Kapiteln 2.1.3
und 2.4.1 beschrieben. Ziel dieses Abschnitts ist es, die in dieser Arbeit verwendeten
Lichtleitfaser, Bearbeitungsoptiken sowie Umlenk- und Fokussierspiegel zu erläutern.
Optische Komponenten zur Strahlführung
Die Strahlführung erfolgt bei den Festkörperlasern mittels Glasfasern. Dabei wird die
Laserstrahlung in der Faser nach dem Prinzip der Totalreflexion, die an der Grenzfläche zwischen einem optisch dichteren und einem optisch dünneren Medium stattfindet, nahezu verlustfrei geleitet. Lediglich bei der Ein- und Auskopplung in und aus
der Glasfaser entstehen Verluste in der Größenordnung zwischen 2 und 4 %.
Im Rahmen der Untersuchungen wurden mit dem Scheibenlaser Glasfasern, auch
bekannt als Lichtleitkabel (LLK), mit einem Kerndurchmesser dK von 150 μm,
200 μm, 400 μm und 600 μm verwendet. Bei den Vergleichsversuchen mit dem
Faserlaser wurden Lichtleitkabel mit einem Kerndurchmesser von 200 μm eingesetzt.
Die Strahlführung bei den in dieser Arbeit eingesetzten CO2-Lasern erfolgt, wie schon
in Kapitel 2.4.1 beschrieben, mittels Spiegel-Rohr-Systemen.
Optische Komponenten zur Strahlformung
Nach dem Verlassen der Glasfaser wird der Laserstrahl der Festkörperlaser in einer
Bearbeitungsoptik (BEO) zuerst kollimiert und dann fokussiert. Der Fokusdurchmesser df entspricht dabei der Abbildung des Faserkerndurchmessers dK auf dem
Werkstück. Durch unterschiedliche Linsensysteme werden bei gleicher Laserleistung
unterschiedliche Fokusdurchmesser bzw. Leistungsdichten erzielt.
Für den Einsatz mit dem Scheibenlaser wurden zwei Bearbeitungsoptiken, D35 und
D70, der Firma Trumpf verwendet. Der Durchmesser der in D35 eingebauten Linsen
beträgt ein Zoll, die Brennweite der Kollimationslinse beträgt 100 mm. Mit Fokussierlinsen der Brennweiten f = 100 mm und f = 140 mm entsteht für die Kombination ein
Abbildungsmaßstab fF/fK von 1:1 und 1:0,7. Bei der zwei Zoll Bearbeitungsoptik von
Trumpf (D70) wurden Kollimationslinsen mit den Brennweiten fK = 150 mm und
200 mm verwendet. Mit Fokussierlinsen der Brennweiten f = 100 mm, f = 150 mm
und f = 200 mm resultieren für die Kombinationen Abbildungsmaßstäbe von 1:2,
1:1,5, 1:1,3, 1:1 und 1:0,75.
3.2 Strahlführung und Strahlformung
59
Die Bearbeitungsoptik der Firma Precitec wurde für die vergleichenden Versuche
zwischen dem Scheiben- und dem Faserlaser eingesetzt. Die Brennweite der
Kollimationslinse bei dieser Optik mit der Betriebsbezeichnung YW50 beträgt
125 mm. Mit Fokussierlinsen der Brennweite f = 125 mm, f = 200 mm und
f = 250 mm entstehen die Abbildungsmaßstäbe 1:1, 1:0,65 sowie 1:0,5.
In der folgenden Tabelle 3.1 sind die Kenngrößen der eingesetzten Lichtleitkabel und
Bearbeitungsoptiken aufgelistet:
BEO
Faserkerndurchmesser
Kollimationsbrennweite
Fokussierbrennweite
F-Zahl
Fokusdurchmesser
Rayleighlänge
D70
150 μm
100 mm
200 mm
10,0
0,3 mm
3,0 mm
D70
150 μm
150 mm
100 mm
3,33
0,1 mm
0,3 mm
D70
150 μm
200 mm
200 mm
5,0
0,15 mm
0,75 mm
D70
150 μm
200 mm
150 mm
3,75
0,113 mm
0,42 mm
D70
150 μm
200 mm
100 mm
2,5
0,075 mm
0,19 mm
D35
200 μm
100 mm
100 mm
5,0
0,2 mm
1,0 mm
D35
200 μm
100 mm
140 mm
7,0
0,28 mm
1,96 mm
YW50
200 μm
125 mm
125 mm
6,3
0,2 mm
1,26 mm
YW50
200 μm
125 mm
200 mm
10,08
0,32 mm
3,23 mm
YW50
200 μm
125 mm
250 mm
12,6
0,4 mm
5,04 mm
D70
200 μm
200 mm
100 mm
2,5
0,1 mm
0,25 mm
D70
200 μm
200 mm
200 mm
5,0
0,2 mm
1,0 mm
D70
400 μm
200 mm
100 mm
2,5
0,2 mm
0,5 mm
600 μm
200 mm
100 mm
2,5
0,3 mm
0,75 mm
D70
Tabelle 3.1:
Übersicht der eingesetzten Faserkerndurchmesser und Bearbeitungsoptiken
und daraus resultierenden Durchmesser, F-Zahlen und Rayleighlängen des
fokussierten Strahls.
Die Bearbeitungsoptiken der eingesetzten CO2-Laser hatten molybdenbeschichtete
Parabolspiegel der Brennweite 200 und 250 mm.
60
3.3 Prozessadapter und Bearbeitungsstationen
Prozessadapter
Wie schon in Kapitel 2.4.1 erwähnt, ist die Aufgabe des Prozessadapters die reproduzierbare Zuführung der Prozessmedien, wie z. B. Schutzgas sowie der effektive Schutz
der Bearbeitungsoptik vor Schweißspritzern und Rauch. In Bild 3.5 sind zwei
Prozessadapter zum Laserstrahlschweißen mit Festkörperlasern als Beispiele gezeigt.
Der Grundkörper (3) ist unterhalb der Fokussierlinse (1) eingebaut. Die Bearbeitungsoptik wird von Schweißspritzern und Rauch durch das Schutzglas (2), bestehend in der
Regel aus beschichtetem Quarzglas und dem Crossjet (4) [46], [47], der eine quer zur
Strahlachse strömende Luftströmung erzeugt, geschützt. Die Schutzgaszuführung (5)
hat die Aufgabe, das Schutzgas in die Wechselwirkungszone hineinzubringen.
1
1
2
2
3
3
4
4
5
Bild 3.5:
5
Prozessadapter zum Laserstrahlschweißen mit Festkörperlasern, eingebaut an
BEO D70 (links) und YW50 (rechts), mit integrierter Schutzglaskassette, Crossjet
und Schutzgaszufuhr.
Der in Bild 3.6 gezeigte Prozessadapter (2) zum Schweißen mit dem CO2-Laser ist
gleich nach dem Fokussierspiegel (1) angebracht und besteht aus einem Crossjet (3)
und einer koaxialen Schutzgaszuführung (4).
61
1
2
3
4
Bild 3.6:
Prozessadapter zum Laserstrahlschweißen mit CO2-Lasern mit integriertem
Crossjet und Schutzgaszufuhr.
Bearbeitungsstationen
Die in Kapitel 4 diskutierten Grundlagenuntersuchungen und die Schweißungen an der
Antriebswelle des neuen automatischen Getriebes (NAG) wurden am Institut für
Strahlwerkzeuge (IFSW) auf der LASMA-Station durchgeführt, siehe Bild 3.7. Sie hat
eine Drehachse und drei Linearachsen. Die Achsen, die Laseranforderung und die
Gasflüsse werden mittels einer NC-Steuerung gesteuert. Die maximale Vorschubgeschwindigkeit der Achsen beträgt 20 m/min. Mit einem maximalen Verfahrweg von
1000 mm ist die LASMA-Station für Bearbeitung kleiner Teilen sehr gut geeignet.
Diese Maschine kann mit einer Genauigkeit kleiner als r 0,02 mm positioniert werden.
Das Werkstück ist auf einem XY-Tisch mithilfe eines Spannmittels fixiert. Die relative
Bewegung zwischen dem Laserstrahl und dem Werkstück wird bei dieser Maschine
durch Bewegung des Werkstückes bzw. des Tisches geführt. Die Schweißoptik ist auf
der z-Achse befestigt und bewegt sich nicht.
Die Grundlagenuntersuchungen wurden auf einer pneumatischen Spannvorrichtung
durchgeführt. Bei den Schweißversuchen am Lamellenträger der Antriebswelle wurde
eine Spannvorrichtung der Serienfertigung eingesetzt.
Zu der LASMA-Station gehört auch eine Absauganlage. Sie hat die Aufgabe, die
während des Schweißens entstandenen schädlichen Stoffe aus der Bearbeitungsstation
bzw. Versuchshalle hinauszuführen.
62
Bild 3.7:
LASMA-Station [Quelle: IFSW-Stuttgart].
Die ebenfalls in Kapitel 4 ausgewerteten vergleichenden Untersuchungen mit dem
Faserlaser wurden auf einer dafür umgebauten Trumpf-Laser-Cell (TLC) Portalanlage
der Firma Trumpf (Bild 3.8) bei der schweißtechnischen Lehr- und Versuchsanstalt
(SLV) in Rostock durchgeführt. Diese ursprünglich für den Einsatz eines CO2-Lasers
gebaute Anlage hat zwei Dreh- und drei Linearachsen, die eine maximale Vorschubgeschwindigkeit von 90 Umdrehungen pro Minute respektive 100 m/min erreichen
können. Die Steuerung der Einzelanlagenkomponenten erfolgt über eine NC-Steuerung der Firma Siemens.
Bild 3.8:
Versuchsaufbau für die Schweißuntersuchungen mit dem Faserlaser [Quelle: SLVRostock].
63
Die vergleichenden Versuche mit dem CO2-Laser wurden ebenfalls auf einer TLCPortal-Anlage der Firma Trumpf durchgeführt (Bild 3.9). Im Gegensatz zu der ersten
Anlage sind sowohl der Arbeitsbereich als auch die Vorschubgeschwindigkeiten
dieses in der Daimler AG aufgestellten TLC-Systems zum Schweißen von 2D-Bauteilen optimiert.
Bild 3.9:
Versuchsaufbau für die Schweißuntersuchungen mit dem CO2-Laser [Quelle:
Daimler AG].
Die in Kapiteln 4.5.2 und 4.5.3 ausgewerteten Schweißversuche am ZB-Hohlrad und
am Tellerrad eines Ausgleichsgetriebes wurden an der Leichter-Schweißanlage am
Institut für Strahlwerkzeuge (IFSW) durchgeführt. Das beim Schweißen des ZB-Hohlrad verwendete Spannwerkzeug wurde in der Verfahrensentwicklung der Daimler AG
entwickelt. Es erfüllte die Spannvorschriften für dieses Bauteil, war jedoch anders als
die Serienspannvorrichtung aufgebaut, vgl. Bild 3.10 und Bild 2.11 in Kapitel 2.4.1.
Das Spannwerkzeug besteht aus einer Werkstückaufnahme und einem Spannring. Da
an der Serienschweißanlage der Hohlradträger vor dem Schweißen in das Hohlrad
gepresst wird, werden vor den Versuchen mit dem Scheibenlaser die beiden Bauteile
an einer Presse zu einer Einheit vorgepresst. Diese vorgepresste Einheit wird in die
Werkstückaufnahme des Spannwerkzeugs eingelegt und durch den Spannring fixiert.
64
s
Bild 3.10: Versuchsaufbau und Anstellwinkel der Schweißoptik in radialer Richtung (rechts),
die in der Schweißanlage Leichter integriert ist [Quelle: IFSW-Stuttgart].
3.4 Untersuchte Werkstoffe
Im Rahmen dieser Arbeit wurden aus der Gruppe der allgemeinen Baustähle die
Werkstoffe St37-2 und St52-3 untersucht. Die Gruppe der Einsatzstähle ist in dieser
Arbeit durch die Werkstoffe 20MoCr4 und 16MnCr5 vertreten, wobei die meisten
Grundlagenuntersuchungen sowie diverse Vergleichsversuche in Kapitel 4 auf den
Werkstoffen St37-2 und 16MnCr5 basieren. Im Rahmen der Versuche mit realen
Bauteilen wurden zusätzlich die Werkstoffe St W 24, 27MnVS6 und Gusseisen mit
Kugelgrafit (GGG) verwendet. Die Eigenschaften dieser Werkstoffe und ihre
Schweißbarkeit wurden bereits in Kapitel 2.2 erläutert. Die chemische Zusammensetzung dieser Werkstoffe ist in Tabelle 3.2 aufgeführt.
3.4 Untersuchte Werkstoffe
Kurzname
65
WerkstoffNr. (neu)
C
P
St37-2
1.0036
0,17
0,050
St52-3
1.0570
0,20
16MnCr5
1.7131
20MoCr4
Si
Mn
Cr
V
Mo
0,050 0,009
--
--
--
--
--
0,040
0,040
--
--
--
--
--
--
0,14
–
0,19
--
--
--
0,15 1,00
–
–
0,40 1,30
0,80
–
1,00
--
--
1.7321
0,17
–
0,22
--
--
--
0,15 0,60
–
–
0,40 0,90
0,30
–
0,50
--
0,40
–
0,50
StW24
1.0335
0,08
0,025
0,025
--
--
--
--
27MnSiVS6
1.5232
0,26
–
0.33
0,025 0,020 0,010 0,15
–
–
–
0,060 0,020 0,80
--
3,40
–
3,80
GGG
--
S
0,003
–
0,015
N
--
--
0,40
1,20 <0,30 0,08 <0,08
–
–
1,60
0,20
2,00 0,10
–
–
3,00 0,60
0,10
--
--
Tabelle 3.2: Chemische Zusammensetzung in Masse % der eingesetzten Stähle nach
DIN 17100 [48] für die allgemeinen Baustähle, DIN EN 10277-4 [49] für die
Einsatzstähle, DIN EN 10111 [50] für warmgewalztes Band und DIN EN
10267 [51] für die Vergütungsstähle.
4
Schweißen mit dem Scheibenlaser im
Getriebebau
Aufgrund ihrer guten Strahleigenschaften und dem hohen Gesamtwirkungsgrad sind
die diodengepumpten Festkörperlaser höchster Brillanz interessant für den Einsatz im
Getriebebau. In diesem Kapitel wird das Laserstrahlschweißen mit dem Scheibenlaser
als Vertreter dieser Gruppe behandelt. Zuerst wird der Einfluss einiger prozessrelevanter Größen, wie z. B. des Fokusdurchmessers, der Laserleistung und der
Fokuslage, auf das Schweißergebnis untersucht. Danach wird die mit dem Scheibenlaser erzielte Nahtqualität präsentiert. Als nächster Punkt dieses Kapitels wird im
Rahmen von Vergleichsuntersuchungen, die bei möglichst ähnlichen Strahlgeometrien
durchgeführt sind, der Einfluss der Wellenlänge und der Intensitätsverteilung sowie
der Rayleighlänge im Fokus auf das Schweißergebnis diskutiert. Abschließend werden
mit Prozessparametern basierend auf den Ergebnissen der Grundlagenuntersuchungen
reale Bauteile der Serienfertigung geschweißt.
4.1 Besonderheiten beim Schweißen mit dem
Scheibenlaser
Wie in Kapitel 3.1 beschrieben, gehört der Scheibenlaser zu der Gruppe der Festkörperlaser höchster Brillanz, also höchster Strahlqualität. Verglichen mit den anderen
Vertretern der Festkörperlaser, haben die diodengepumpten Scheiben- und Faserlaser
ein kleineres Strahlparameterprodukt und somit eine höhere Fokussierbarkeit, siehe
Kapitel 2.1.3. Wie in Bild 4.1 ersichtlich, erlaubt ein besser fokussierbarer oder
schlankerer Strahl zum einen das Erzielen von kleineren Fokusdurchmessern beim
gleichen Fokussier- bzw. Arbeitsabstand. Zum anderen erlaubt ein kleineres Strahlparameterprodukt, falls der Fokusdurchmesser gleich gehalten werden sollte, eine
Vergrößerung des Fokussier- bzw. Arbeitsabstandes. Dieses wiederum hilft in der
industriellen Anwendung bei der Vermeidung der Verschmutzung der Bearbeitungsoptik und erhöht somit die Lebensdauer und die Wirtschaftlichkeit der eingesetzten
optischen Komponenten. Der dritte Vorteil ist, dass sich aus dem schlankeren Strahl
bei vergleichbaren Fokusdurchmessern einen kleineren Ausleuchtungsdurchmesser auf
4.2 Grundlagenuntersuchungen
67
der Kollimationslinse ergibt. Dies erlaubt eine Konstruktion von schlankeren
Bearbeitungsoptiken mit geringeren Massen. Werden die Bearbeitungsoptiken durch
Roboter getragen, so ermöglicht dies die Verwendung von genaueren Robotern, womit
die Prozessgenauigkeit verbessert wird [52]. Als Nachteil muss hierbei die Erhöhung
der Leistungsdichte (Intensität) auf der Linse erwähnt werden. In Verbindung mit einer
insgesamt höher erreichbaren Laserleistung kann dies auch bei diesen Lasern durch die
thermische Ausdehnung zu bis dato nicht bekannten optischen Fehlern der Linse
führen [53], welche das Schweißergebnis wiederum negativ beeinflussen können.
kleinerer
Fokusdurchmesser
höhere
Strahlqualität
größerer Arbeitsabstand
schlankere Optik
Bild 4.1:
Vorteile der hohen Strahlqualität nach [3], [6], [52].
Aus fertigungstechnischer Sicht können die Größen, die den Schweißprozess und
somit das Schweißergebnis beeinflussen, in fünf Gruppen unterteilt werden. In der
ersten Gruppe befinden sich die Eigenschaften der Laserstrahlquelle wie Strahlqualität,
Laserleistung, Polarisation und Wellenlänge. Die zweite Gruppe bilden die Parameter
der Strahlfokussierung, wie Strahldurchmesser in der Schweißebene, Divergenz des
fokussierten Strahls, Fokuslage und Einstrahlwinkel. Die dritte Gruppe erfasst die
atmosphärischen Umgebungsbedingungen, wie Schutzgasart und -menge, unter
welchen der Schweißprozess stattfindet. An vierter Stelle ist die Gruppe des Werk-
68
stoffes zu erwähnen, in welcher der Werkstofftyp oder die Werkstoffkombinationen
und die unterschiedlichen Werkstoffchargen enthalten sind. In der fünften Gruppe sind
die zahlreichen Parameter der Schweißanlage und der Bauteilgeometrie wie Schweißgeschwindigkeit, Anlagengenauigkeit, Anlagenverschmutzung und Bauteiltoleranzen
zusammengefasst.
Im folgenden Abschnitt wird der Einfluss einiger dieser Parameter auf das Schweißergebnis diskutiert. Die dafür benötigten Untersuchungen wurden auf Basis von Blindeinschweißungen am Einsatz- und Baustahl durchgeführt. Der Werkstoff St37-2 (Baustahl) stand, soweit es keine Unterschiede zum Einsatzstahl gab, im Mittelpunkt der
Auswertungen. Die Diskussion der einzelnen Parameter erfolgt abweichend von dem
skizzierten Schema - sie folgt in wesentlichen Zügen der Reihenfolge der Untersuchungen, insbesondere deshalb, weil im Zusammenhang der zunächst beobachteten
Phänomene der Einfluss des Schutzgases zuerst geklärt werden musste.
4.2.1
Einfluss des Fokusdurchmessers auf das Schweißergebnis
Aufgrund experimenteller Untersuchungen hat sich der Fokusdurchmesser als zentrale
Größe zur Bestimmung der Nahttiefe t und der Nahtbreite b bewährt. Dabei folgt aus
der Energiebilanz für die Schweißnaht [3], [6]:
t~
P
,
df
(4.1)
wobei die Nahtbreite erfahrungsgemäß direkt proportional zu dem Fokusdurchmesser
(insbesondere bei schlanken Nähten gültig) gesetzt ist:
b ~ df ,
(4.2)
Um den Einfluss des Fokusdurchmessers auf das Schweißergebnis in dieser Arbeit zu
ermitteln, werden Größen wie die Einschweißtiefe und Nahtquerschnittsform untersucht.
In Bild 4.2 ist der Einfluss des Fokusdurchmessers im Wellenlängenbereich um 1 μm
für Baustahl gezeigt. Der schlanke Strahl des Scheibenlasers erlaubt das Erzielen von
Fokusdurchmessern kleiner als 0,3 mm bei gleichzeitig großen Rayleighlängen. Die
Fokusdurchmesser größer als 0,3 mm wurden mit einem diodengepumpten Festkörperlaser (DPFKL) der Firma Rofin gemacht und aus früheren Untersuchungen zum
Vergleich herausgezogen. Dieser Laser hatte ein Strahlparameterprodukt von
69
25 mm*mrad und eine Gesamtleistung von 6 kW. Der Strahl wurde zu der
Bearbeitungsoptik durch ein 600μm-Lichtleitkabel transportiert. Nach der Fokussierung wurden Fokusdurchmesser von 0,6 (F = 5) und 0,45 mm (F = 3,75) erzielt.
6
df = 0,075 mm, F = 2,5
df = 0,113 mm, F = 3,75
Einschweißtiefe in mm
5
df = 0,2 mm, F = 5
SL
df = 0,28 mm, F = 7
4
df = 0,45 mm, F = 3,75
df = 0,6 mm, F = 5
DPFKL
3
2
St37-2
P = 3 kW
kein Schutzgas
1
0
0
2
4
6
8
10
12
14
Vorschub in m/min
Bild 4.2:
Einschweißtiefe in Abhängigkeit des Vorschubs bei St37-2 für Fokusdurchmesser
kleiner als 0,6 mm.
Aus den Graphen in Bild 4.2 ist eindeutig zu sehen, dass die Beziehung (4.2) nur für
Fokusdurchmesser größer als 0,2 mm gilt. Bei Fokusdurchmessern kleiner als 0,2 mm
ist eine Umkehr der Proportionalität ersichtlich: Ab dieser Grenze verringert sich die
Einschweißtiefe.
Werden für den Werkstoff St37-2 die Einschweißtiefen unterschiedlicher Fokusdurchmesser bei konstanter Vorschubgeschwindigkeit untersucht (Bild 4.3), wird zum
einen der beschriebene Einfluss des Fokusdurchmessers auf die Einschweißtiefe
bestätigt. Zum anderen wird festgestellt, dass die „Umkehrgrenze“ unabhängig von der
Vorschubgeschwindigkeit ist und im Durchmesserbereich zwischen 0,15 und 0,2 mm
liegt.
70
6
v = 2m/min
v = 5 m/min
v = 8 m/min
5
4
3
2
Umkehrgrenze
1
St37-2
P = 3 kW
kein Schutzgas
0
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
Fokusdurchmesser in mm
Bild 4.3:
Einfluss des Fokusdurchmessers auf die Einschweißtiefe bei konstantem Vorschub für St37-2. Ermittlung der Einflussumkehrgrenze.
In genaueren Untersuchungen des Nahtquerschliffs bei Fokusdurchmessern kleiner als
0,2 mm ist ein starker Einfluss der Fokussierung auf die Querschnittsform der
Schweißnaht zu beobachten, siehe Bild 4.4. Oberhalb einer Vorschubgeschwindigkeit
von 6 m/min zeigt sich, dass sich die Nahtquerschnittsformen in Abhängigkeit der
Fokussierbedingungen verändern und nach zwei Gruppen klassifizieren lassen: Nähte
mit einer schlanken parallelen Form (df = 0,15 mm) und solche mit einer tropfen- oder
amphorenartigen Form (df = 0,075 mm). Die Nähte mit der größten Einschweißtiefe
(df = 0,15 mm) weisen eine schlanke parallele Form auf. Dies ist die Folge der verbesserten Fokussierbarkeit des Scheibenlasers und der Fokussierung mit größerer FZahl, was zum kleineren Divergenzwinkel des fokussierten Strahls șf führt (bei dem
Fokusdurchmesser von 0,15 mm beträgt der Divergenzwinkel im Fokus 5,71°). Bei
einer näheren Betrachtung der Querschnittsgeometrie für df = 0,075 mm und
0,113 mm (Tf = 8,10°) bei v = 9 m/min kann festgestellt werden, dass die seitliche
Neigung der Nahtflanken den gleichen Winkel wie der fokussierte Laserstrahl in freier
Propagation aufweist. Offensichtlich spielt bei solch starken Fokussierungen neben
dem Durchmesser auch der Divergenzwinkel Tf des fokussierten Strahls eine entscheidende Rolle für die Energieeinkopplung und die dadurch resultierende Einschweißtiefe [6], [54], [55].
71
v = 9 m/min
v = 8 m/min
v = 6 m/min
df = 0,075 mm
Bild 4.4:
df = 0,113 mm
df = 0,15 mm
Nahtquerschnittsformen für Fokusdurchmesser kleiner als 0,2 mm
Vorschubgeschwindigkeiten zwischen 6 und 9 m/min (Werkstoff St37-2).
bei
Bei Vorschubgeschwindigkeiten kleiner als 6 m/min ist eine erneute Änderung der
Nahtquerschnittsform, bei welcher die seitliche Neigung der Nahtflanken nicht mehr
den Divergenzwinkel des Strahls aufweist, festzustellen. Die Schweißnaht bekommt
eine sogenannte Nagelkopfform (Bild 4.5, z. B. df = 0,15 mm). Grund dafür könnte
zum einen die Oberflächenspannung der Schmelze sein, die in diesem Fall für das
Auftreten thermokapillar induzierter Strömungen (Marangoni-Effekt) von Bedeutung
ist [56]. Zum anderen könnte die nagelköpfige Nahtquerschnittsform, ähnlich wie bei
den CO2-Lasern, durch ein laserinduziertes Plasma, das allerdings bislang bei
Schweißungen mit Wellenlängen um 1 μm nicht beobachtet wurde, oder Streueffekte
[6] entstanden sein. Ein solches Plasma könnte auch der Grund für die in Bild 4.2
gezeigte Reduktion der Einschweißtiefe bei Fokusdurchmessern kleiner als 0,2 mm
sein. Weitere Untersuchungen zum Einfluss des Schutzgases auf das Schweißergebnis,
siehe Kapitel 4.2.2 sowie [57], zeigen jedoch, dass das laserinduzierte Plasma nicht der
Grund für diese Reduktion ist.
72
df = 0,075 mm
Bild 4.5:
df = 0,113 mm
df = 0,15 mm
Nahtquerschnittsform des Werkstoffs St37-2 für Fokusdurchmesser kleiner als
0,2 mm bei einem Vorschub von 5 m/min.
Marangoni-Effekt
Der Marangoni-Effekt ist eine Folge der temperaturabhängigen Oberflächenspannungskoeffizienten ı(T) und der chemischen Aktivität oberflächenaktiver
Legierungselemente wie Schwefel, Phosphor, Sauerstoff, Selen und Tellur. Bleibt die
Oberflächenspannung beim Schweißen über der Temperatur konstant, tritt kein
Marangoni-Effekt auf. Bei wV wT 0 unterscheidet sich die Nahtquerschnittsform von
der Kapillarform im Wesentlichen als Folge von Wärmeleitungseffekten, da die
Kapillare mit geringer Geschwindigkeit umströmt wird, wodurch der konvektive
Wärmetransport nur eine geringe Rolle spielt. Nimmt die Oberflächenspannung mit
steigender Temperatur ab, bedeutet dies einen negativen Term wV wT , was dem Verhalten niedrig legierter Stähle entspricht. Bei niedrigen Schweißgeschwindigkeiten,
gemäß den Versuchsergebnissen bei v < 5 m/min, und einem negativen Term wV wT
ist der konvektive Wärmetransport infolge des Marangoni-Effekts deutlich ausgeprägt.
Dies kann in seitlicher Richtung zu einer nagelkopfförmigen Ausbildung der Nahtform
führen [56], [58]. Die Nahtform des Werkstoffs St37-2 weist in Bild 4.6 Unterschiede
in der Nahtquerschnittsform in Abhängigkeit von der Vorschubgeschwindigkeit und
der Schutzgasauswahl auf, die mit dem oben erwähnten Konvektionsantrieb gedeutet
werden können. Bei Helium ändert sich die Nahtgeometrie mit steigender Geschwindigkeit im Bereich um 5 /min von einer bauchförmigen, fast parallelen, in eine
tropfenartige Form. Eine Änderung kann auch bei Argon beobachten werden: ebenfalls im Bereich um 5 m/min wechselt die Querschnittsform der Schweißnaht bei den
langsamen Vorschubgeschwindigkeiten vom „Nagelkopf“ auf „Parallel“. Es ist an
dieser Stelle zu erwähnen, dass die Querschnittsformänderungen abhängig vom Werkstoff sind. Der Werkstoff 16MnCr5 (Einsatzstahl) hatte, verglichen mit dem Werkstoff
St37-2, aufgrund seiner höheren Wärmeleitfähigkeit, eine etwas breitere aber parallele
73
Nahtquerschnittsform. Allerdings konnte auch hier bei Vorschubgeschwindigkeiten
kleiner als 5 m/min eine nagelkopfähnliche Querschnittsform beobachtet werden.
Eine ungefähre Erklärung für den unterschiedlichen Einfluss des Schutzgases auf das
Schweißergebnis kann durch seine physikalischen Eigenschaften gegeben werden.
Argon ist wesentlich schwerer und hat eine schlechtere Temperaturleitfähigkeit als
Helium, was beim Schweißen zu einer besseren Abschirmung der Schmelze vom
Sauerstoff der Umgebungsluft führt. Aufgrund fehlender Oxidation ermöglicht dies ein
besseres Zufließen der Schmelze in die Nahtränder infolge von wV wT und die
Bildung einer breiteren Schweißnaht.
Nahtbreite in mm
2
Argon
Kohlendioxid
Helium
ohne
2 mm
Querschnittsformänderung
2 mm
2 mm
2 mm
1
St37-2
P = 3 kW
df = 0,075 mm
0
0
2
4
6
8
10
Vorschub in m/min
Bild 4.6:
4.2.2
Nahtquerschnittsformen in Abhängigkeit des Vorschubs für den Werkstoff St37-2
bei einer Leistungsdichte um 6,8*107 W/cm².
Prozessgaseinfluss
Wie schon in Kapitel 2.1.1 erwähnt, sind mit der Verwendung kürzerer Wellenlängen
und Schutzgase mit hohem Ionisationspotenzial zwei effiziente Maßnahmen zur Steuerung der Plasmaentstehung bekannt. Im nachfolgenden Abschnitt wird der Prozessgaseinfluss hinsichtlich dieses Effekts bei Fokusdurchmessern kleiner als 0,2 mm
untersucht.
74
Wird in Bild 4.7 (links) die Einschweißtiefe des Werkstoffs St37-2 bei einer
Leistungsdichte um 6,8*107 W/cm² (df = 0,075 mm) für unterschiedliche Schutzgase
betrachtet, wird festgestellt, dass die Schutzgasauswahl nicht der Grund für eine
Reduktion der Einschweißtiefe im betrachteten Bereich des Fokusdurchmessers sein
kann, da die Einschweißtiefe keine Abhängigkeit vom Schutzgas aufweist.
Wäre das laserinduzierte Plasma die Ursache für die Entstehung der Nagelkopfform
bei Vorschubgeschwindigkeiten kleiner als 6 m/min, würde sich vor allem auch der
Einkoppelgrad und damit die Querschnittsfläche, ähnlich wie beim Schweißen mit
CO2-Lasern, in Abhängigkeit vom jeweiligen Schutzgas ändern. Eine Änderung der
Querschnittsfläche kann in Bild 4.7 (rechts) jedoch nicht beobachtet werden. Dieses
Verhalten ist ein Indiz für einen fehlenden Einfluss des Schutzgases bzw. der
Plasmabildung auf die Einschweißtiefe. Es kann also zusammengefasst werden, dass
das laserinduzierte Plasma nicht der Grund für die Abnahme der Einschweißtiefe und
für die Nagelkopfform der Schweißnaht ist.
5
5
Argon
Argon
4
Querschnittsfläche in mm²
Kohlendioxid
Helium
ohne
3
2
St37-2
P = 3 kW
df = 0,075 mm
1
Kohlendioxid
4
Helium
ohne
3
2
St 37-2
P = 3 kW
df = 0,075 mm
1
0
0
0
2
4
6
8
Vorschub in m/min
Bild 4.7:
10
12
0
2
4
6
8
Vorschub in m/min
10
12
Abhängigkeit der Einschweißtiefe (links) und der Querschnittsfläche (rechts) von
der Schutzgasauswahl für den Werkstoff St37-2 bei der Wellenlänge des
Scheibenlasers und einer Leistungsdichte am Werkstück um 6,8*107 W/cm².
Aufgrund der in Bild 4.7 gezeigten Unabhängigkeit der Querschnittsfläche von der
Schutzgasauswahl kann die Annahme getroffen werden, dass der Einkoppel- und der
Prozesswirkungsgrad dadurch nicht beeinflusst werden (siehe auch Gleichung (2.7)).
4.2.3
75
Einfluss des Divergenzwinkels auf das Schweißergebnis
Wie in Bild 4.4 und 4.5 gezeigt, beeinflusst der Divergenzwinkel, der sich ja mit der
Fokussierung ändert (siehe Kapitel 2.1.3) bei Fokusdurchmessern kleiner als 0,2 mm
die Nahtquerschnittsform. Um die Einflüsse des Divergenzwinkels auf das Schweißergebnis bei Fokusdurchmessern kleiner als 0,2 mm genauer zu untersuchen, müssen
zwei Nähte, geschweißt mit unterschiedlichen Divergenzwinkeln aber dem gleichen
Fokusdurchmesser, verglichen werden. Dies kann entweder durch eine Änderung des
Abbildungsmaßstabes der Bearbeitungsoptik und/oder durch ein Variieren des Kerndurchmessers der Glasfaser erzeugt werden.
Bild 4.8 (links) zeigt für den Werkstoff St37-2, dass bei Fokusdurchmessern kleiner
als 0,2 mm durch die Auswahl kleinerer Divergenzwinkel unabhängig von der Vorschubgeschwindigkeit eine Erhöhung der Einschweißtiefe erreicht werden kann. Die
Querschnittsfläche, Bild 4.8 (rechts), zeigt dagegen nur bei Vorschubgeschwindigkeiten bis 4 m/min eine Abhängigkeit vom Divergenzwinkel. Dabei führt der kleinere
Divergenzwinkel zu einer kleineren Querschnittsfläche. Da aber die Querschnittsfläche ein Maß für den Prozesswirkungsgrad ist, bedeutet in diesem Fall ihre Verkleinerung bei kleineren Divergenzwinkeln und langsamen Vorschubgeschwindigkeiten
eine Verringerung des Prozesswirkungsgrads.
6
5
Divergenzwinkel 8,59°
5
4
Querschnittsfläche in
mm²
3
4
3
2
St37-2
P = 3 kW
df = 0,1 mm
kein Schutzgas
2
St37-2
P = 3 kW
df = 0,1 mm
kein Schutzgas
1
0
1
0
Bild 4.8:
2
4
6
8
Vorschub in m/min
10
12
0
2
4
6
8
Vorschub in m/min
10
12
Abhängigkeit der Einschweißtiefe (links) und die Querschnittsfläche (rechts)
vom Divergenzwinkel bei einem Fokusdurchmesser von 0,1 mm.
Anhand von Schweißergebnissen bei konstant gehaltenem Divergenzwinkel für unterschiedliche Fokusdurchmesser kann der Einfluss des Divergenzwinkels eliminiert
76
werden und das Hauptaugenmerk auf die Wirkung des Fokusdurchmessers allein
gerichtet werden. Wird dabei für Fokusdurchmesser kleiner als 0,3 mm die Einschweißtiefe betrachtet, Bild 4.9 (links), wird festgestellt, dass bei Vorschubgeschwindigkeiten bis 4 /min die Einschweißtiefe unabhängig vom Fokusdurchmesser
ist. Bei diesen langsamen Geschwindigkeiten verändert sich die Nahtquerschnittsform
aufgrund des Marangoni-Effekts, was zu einer nagelkopfförmigen Naht und einer Verringerung der Einschweißtiefe führt. Wird die Vorschubgeschwindigkeit erhöht, gilt
nach wie vor Gleichung (4.1), in der der Fokusdurchmesser indirekt proportional zu
der Einschweißtiefe ist. Untersuchungen der Querschnittsfläche (Bild 4.9 rechts)
zeigen bei diesem Divergenzwinkel, unabhängig von der Vorschubgeschwindigkeit,
keinen Einfluss des Fokusdurchmessers an. Dies lässt den Schluss zu, dass erstens
auch der Prozesswirkungsgrad in diesem Fall unabhängig vom Fokusdurchmesser ist.
Zweitens ist die Unabhängigkeit der Querschnittsfläche vom Fokusdurchmesser beim
gleichen Divergenzwinkel erneut ein Indiz, dass die Verringerung der Einschweißtiefe
bei Fokusdurchmessern kleiner als 0,2 mm nicht durch eine mögliche Plasmabildung
hervorgerufen wird.
5
5
df = 0,1 mm
df = 0,3 mm
4
Querschnittsfläche in
mm²
df = 0,1 mm
df = 0,3 mm
4
3
t ~ P/df
3
2
St37-2
P = 3 kW
kein Schutzgas
2
1
0
0
2
4
6
8
Vorschub in m/min
Bild 4.9:
4.2.4
St37-2
P = 3 kW
kein Schutzgas
1
10
12
0
2
4
6
8
10
12
Vorschub in m/min
Einschweißtiefe (links) und Nahtquerschnitt (rechts) in Abhängigkeit des Fokusdurchmessers bei einem Divergenzwinkel von 11,31°.
Einfluss der Fokuslage auf das Schweißergebnis
Wird die vertikale Position der Bearbeitungsoptik geändert, ändern sich gleichzeitig
der Fokusdurchmesser auf dem Werkstück und die Leistungsdichte.
77
tm ax
FL = -1 mm
FL = -0,5 mm
FL = 0 mm
FL = +0,5 mm
FL = +1 mm
Bild 4.10: Einschweißtiefe in Abhängigkeit der Fokuslage (FL). Bildhaftes Beispiel für den
Werkstoff St37-2 bei einem Fokusdurchmesser von 0,15 mm erzielt mit einem
3kW-Scheibenlaser bei v = 5 m/min.
Frühere Untersuchungen zur Abhängigkeit der Einschweißtiefe von der Fokuslage (der
Wert 0 ist definiert als Position, bei der die Taille des fokussierten Strahls auf der
Werkstückoberfläche liegt) und das bildhafte Beispiel in Bild 4.10 zeigen, dass die
höchste Einschweißtiefe beim Schweißen mit konventionellen Strahlquellen im
Fokuslagenbereich zwischen FL = 0 und einem geringen Wert FL < 0 (unterhalb der
Werkstückoberfläche) erreicht wird, siehe tmax in Bild 4.10 bei FL = -0,5 mm.
Außerdem gilt generell, dass ein im Fokusbereich schlankerer Strahl (größere F-Zahl
und damit auch längere Rayleighlänge zRf) zu einer geringeren Änderung der
Einschweißtiefe führt, wenn die Fokuslage variiert [6]. Dazu ist in Bild 4.11 (links) der
Einfluss der Fokuslage für den Werkstoff St37-2 bei Fokusdurchmessern von 0,075
und 0,15 mm dargestellt. Die Ergebnisse zeigen zum einen, dass auch hier die höchste
Einschweißtiefe in diesem Bereich, hier konkret zwischen 0 und -1 mm, erreicht wird.
Zum anderen ist der Neigungswinkel Ȗ der Kurven t = f (FL, F) bei der größeren F-Zahl
viel kleiner. Dies ist eine Bestätigung dafür, dass die Einschweißtiefe eines im
Fokusbereich schlankeren Strahls weniger empfindlich gegenüber Änderungen der
Fokuslage ist.
Wird bei gleicher F-Zahl, Vorschubgeschwindigkeit und Laserleistung sowie unterschiedlicher Fokuslagen ein Einschweißtiefenvergleich zwischen dem Scheiben- und
dem diodengepumpten Festkörperlaser durchgeführt, wird ersichtlich, dass mit dem
Scheibenlaser im gesamten untersuchten Bereich größere Einschweißtiefen erzielt
werden, Bild 4.11 (rechts).
78
5
5
SL, df = 0,15 mm (F = 5)
SL, df = 0,15 mm
4
SL, df = 0,075 mm
t max
Ȗ (F = 5)
3
Ȗ
(F = 2,5)
2
St37-2
P = 3 kW
v = 5 m/min
kein Schutzgas
1
0
DPFKL, df = 0,6 mm (F = 5)
4
t max (SL)
3
2
t max (DPFKL)
St37-2
P = 3 kW
v = 5 m/min
kein Schutzgas
1
0
-3
-2
-1
0
1
Fokuslage in mm
2
3
-3
-2
-1
0
1
2
3
Fokuslage in mm
Bild 4.11: Einschweißtiefe in Abhängigkeit der Fokuslage und der F-Zahl bei Fokusdurchmessern kleiner als 0,2 mm (links). Einschweißtiefenvergleiche zwischen dem
Scheiben- und dem diodengepumpten Festkörperlaser bei gleicher F-Zahl und
unterschiedlicher Fokuslagen (rechts).
4.2.5
Einfluss des Strahlauftreffwinkels auf das Schweißergebnis
Beim Schweißen von realen Bauteilen wird aus Gründen der Zugänglichkeit sehr oft
unter einem bestimmten Winkel (Auftreffwinkel des Strahls) geschweißt, der nicht
genau der Senkrechten auf die Bahn entspricht.
Der Einfluss dieser Größe auf das Schweißergebnis für den Scheibenlaser und Fokusdurchmesser kleiner als 0,2 mm wurde in dieser Arbeit sowohl für Bau- (St37-2) als
auch für Einsatzstahl (16MnCr5) genauer untersucht. Es wurden Schweißversuche
ohne Schutzgas bei jeweils einem bestimmten Wert des Fokusdurchmessers und der
Laserleistung durchgeführt. Dabei wurde die Bearbeitungsoptik mit bis zu 30° geneigt.
Wie in Bild 4.12 ersichtlich, wird bei dem Werkstoff St37-2 für den Fokusdurchmesser df = 0,075 mm und die Laserleistung 3 kW die aus dem Bild 4.4 bekannte
Nahtquerschnittsform durch eine Neigung der Bearbeitungsoptik nicht verändert. Die
Nahtgeometrie für diesen Fokusdurchmesser bleibt unabhängig vom Auftreffwinkel
nach wie vor bei Vorschubgeschwindigkeiten oberhalb 6 m/min tropfenartig. Die Abhängigkeit der Einschweißtiefe von der Vorschubgeschwindigkeit bei unterschiedlicher Neigung der Bearbeitungsoptik zeigt eindeutig keinen Einfluss der Neigung auf
die Einschweißtiefe, siehe Bild 4.13. Vergleichsuntersuchungen mit weiteren Fokus-
79
v = 6 m/min
v = 10 m/min
df = 0,075 mm
durchmessern und mit der Laserleistung P = 3 kW zeigten bei diesen Werkstoffen die
gleichen Ergebnisse. Es ist also festzuhalten, dass beim Scheibenlaser im unterschiedlichen Parameterbereich die charakteristische Nahtquerschnittsform unabhängig vom
Auftreffwinkel des Strahls erhalten bleibt.
0°
10°
20°
30°
0°
10°
20°
30°
Bild 4.12: Nahtquerschnittsform in Abhängigkeit des Vorschubs und der Neigung der
Bearbeitungsoptik für einen 0,075mm-Fokusdurchmesser (Werkstoff St37-2,
P = 3 kW).
5
df = 0,075 mm; 0° Neigung
4
3
t
2
St37-2
P = 3 kW
kein Schutzgas
1 mm
1
0
2
4
6
Vorschub in m/min
8
10
Bild 4.13: Einschweißtiefe in Abhängigkeit des Vorschubs bei unterschiedlicher Neigung
der Bearbeitungsoptik für den Fokusdurchmesser df = 0,075 mm bei dem Werkstoff St37-2 (links) sowie eine Erläuterung des Prinzips zur Vermessung der Einschweißtiefe (rechts).
80
4.2.6
Einfluss der Laserleistung beim Schweißen von Getriebeteilen
Strahlqualität
hoch
Die derzeitige Motorenentwicklung führt zu immer weiter steigenden Drehmomenten.
Da sie durch den gesamten Antriebsstrang zu den Fahrzeugrädern zuverlässig übertragen werden müssen, steigt die Belastung der einzelnen Elemente und somit der
Bedarf nach höheren Einschweißtiefen bei ihrer Fertigung (z. B. Losräder, Festräder,
Lamellenträger, Hohlräder, Zwischenwellen, An- und Abtriebswellen). Darüber hinaus
muss der Laserstrahl die Bauteile sehr oft an schlecht zugänglichen Stellen effizient
schweißen. Gleichzeitig muss die durch den Schweißprozess verursachte thermische
Ausdehnung der Bauteile aus Komfort- und Toleranzgründen (ein schlechter Rundlauf
der rotationssymmetrischen Antriebstrangelemente wird von den Autofahrern und den
Fahrgästen als störend empfunden) sehr gering gehalten werden. Die Kombination aus
allen diesen Anforderungen kann beim Schweißen nur durch Strahlquellen höherer
Strahlqualität erreicht werden, die bei hohen Leistungen gleichzeitig einen guten
Wirkungsgrad aufweisen, siehe Bild 4.14.
Schweißen von Getriebeteilen
Schneiden von Blechen
und Profilen
Hochgeschwindigkeitsschweißen von
Getriebeteilen, Remote Schweißen,
große Schweißtiefen
gering
Schweißen von Achsbauteilen und Wellen
Oberflächenanwendungen
bei Motor und Getriebe
(z. B. Beschichten)
Schweißen von Dünnblech
4 kW
Oberflächenanwendungen bei
Motor und Getriebe (z. B. Härten)
Schweißen im Achsbereich
6 kW
8 kW
Leistung
Bild 4.14: Übersicht der Anforderungen an die Strahlquellen. Verfahrensanwendungen im
Automobilbereich.
Da Festkörperlaser mit solchen Eigenschaften bis vor Kurzem nicht vorhanden waren,
war der CO2-Laser mit seiner exzellenten Strahlqualität und Verfügbarkeit in höheren
Leistungen für solche Schweißaufgaben am besten geeignet. Durch ihre gute Strahlqualität sind jedoch neuerdings sowohl die Scheiben- als auch die Faserlaser in der
81
Lage, diese Aufgaben zu übernehmen. Die Verfügbarkeit dieser neuen Strahlquellen
im höheren Leistungsbereich erweist sich als eine der Hauptvoraussetzungen für deren
Einsatz nicht nur im Powertrain-, sondern im gesamten Automobilbereich.
Wie bereits in Gleichung (4.1) dargestellt, spielt beim Laserstrahlschweißen für das
Erreichen der gewünschten Einschweißtiefen neben dem Fokusdurchmesser die Laserleistung eine entscheidende Rolle. Typische Einschweißtiefen im Bereich der PkwGetriebeproduktion liegen je nach Anwendung zwischen 3 und 6 mm. Wie in Bild 4.2
gezeigt, kann dieser Einschweißtiefenbereich mit einer Laserleistung von 3 kW nicht
abgedeckt werden. Aus diesem Grund wurden im Rahmen dieser Arbeit Untersuchungen mit einem 6kW-Scheibenlaser durchgeführt.
In Bild 4.15 ist der Einschweißtiefenvergleich für beide Laserleistungen für den Werkstoff St37-2 und den Fokusdurchmesser von 0,2 mm zu sehen. Die Schweißversuche
zu diesem Bild wurden mit zwei unterschiedlichen Geräten durchgeführt. Der Kerndurchmesser der beiden Lichtleitkabel betrug 200 μm. Im Fokussierbereich wird bei
beiden Scheibenlasern eine F-Zahl von 5 realisiert.
Durch die Erhöhung der Laserleistung erhöht sich über den untersuchten
Geschwindigkeitsbereich die Einschweißtiefe. Bei 2 m/min wird eine Nahttiefe von
etwa 6 mm erreicht, wodurch der Einschweißtiefenbereich der PkwGetriebeproduktion abgedeckt wird. Bei 6 m/min beträgt die Einschweißtiefe 4,5 mm.
Im Vergleich zu dem 3kW-Scheibenlaser ist die mit dem 6kW-Laser erreichte
Nahttiefe bei 6 m/min um 1,3 mm höher, siehe Differenz ǻt in Bild 4.15. Für
Vorschubgeschwindigkeiten größer als 6 m/min wird diese Differenz konstant
gehalten, während sie für Vorschubgeschwindigkeiten kleiner als 6 m/min
kontinuierlich sinkt, siehe in Bild 4.15 die Abweichung vom „idealisierten“
Kurvenverlauf. Als Grund dafür kann die durch die Erhöhung der Laserleistung
verursachte starke Ausbreitung der Metalldampffackel genommen werden. Sie kann so
hoch werden, wie die Brennweite der Fokussierlinse. Dies führt zum einen zur
Erwärmung der Linse und somit zur Erhöhung der thermischen Zusatzbelastung der
Bearbeitungsoptik, welche neben der Verkürzung der Brennweite (die eine
unerwünschte Fokuslagenänderung FL > 0 mit sich bringt) zu einer wesentlichen
Verkürzung der Lebensdauer der optischen Elemente, wie Schutzglas und
Fokussierlinse, führen können. Zum anderen kann die zwischen der
Metalldampffackel und dem Laserstrahl entstehende Wechselwirkung zur
Defokussierung führen, die das Schweißergebnis indirekt über eine weitere
Fokuslagenänderung beeinflusst. Als Lösung für die Ausbreitung der
Metalldampffackel kann das Einbauen einer zweiten etwas schwächeren
82
Crossjetströmung (wird zwischen der Bearbeitungsoptik und dem Schweißprozess
eingebaut) genutzt werden, die diese Metalldampffackel von der zentrischen
Schweißachse ablenkt. Die gleichzeitige Verwendung von Bearbeitungsoptiken mit
längeren Brennweiten kann zusätzlich u. a. die Lebensdauer der optischen
Komponente erhöhen.
Neben der starken Ausbreitung der Metalldampffackel führt bei den kleinsten Fokusdurchmessern (df 0,15 mm) die Erhöhung der Laserleistung zu einer verstärkten
Bildung von Spritzern und Schmelzbadauswürfen. Sie wurden möglicherweise durch
die Erhöhung der in [27] beschriebenen Wechselwirkung von an der Kapillarfront ausgehenden Dampf- und Schmelzeströmungen (es bilden sich in Strahlrichtung Stufen)
verursacht, siehe auch Kapitel 2.1.4.
7
P = 6 kW
6
P = 3 kW
"idealisierter Kurvenverlauf"
( t = const)
5
4
t
3
t
2
St37-2
df = 0,2 mm
kein Schutzgas
1
0
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
22
Vorschub in m/min
Bild 4.15: Einschweißtiefe in Abhängigkeit des Vorschubs bei dem Werkstoff St37-2. Einfluss der Laserleistung auf das Schweißergebnis.
Die in Bild 4.16 gezeigten Ergebnisse der Untersuchungen der Nahtbreite und der
Querschnittsform für den gleichen Werkstoff und Fokusdurchmesser zeigen jedoch im
Bereich unterhalb 6 m/min keine großen Differenzen dieser Werte an. Im Bereich
oberhalb 6 m/min ist jedoch ein deutlicher Unterschied der Nahtgeometrie festzustellen. Während die Nahtquerschnittsform der 3kW-Schweißkurve keine Abhängigkeit von der Vorschubgeschwindigkeit aufweist, ändert sich die Nahtquerschnittsform
der 6kW-Schweißkurve unterhalb von 6 m/min von „schlank-parallel“, siehe in
4.3 Nahtqualität
83
Bild 4.16 die Nahtquerschnittsform bei v = 8 m/min, auf „Nagelkopf“. Der Grund für
diese Ergebnisse kann der schon am Anfang dieses Kapitels erwähnte MarangoniEffekt sein.
3
P = 6 kW
P = 3 kW
2 mm
Nahtbreite in mm
3 kW
6 kW
5 mm
2
3 kW
2 mm 6 kW
2 mm
1
St37-2
df = 0,2 mm
kein Schutzgas
0
0
2
4
6
8
10
12
Vorschub in m/min
Bild 4.16: Nahtbreite und Nahtquerschnittsform in Abhängigkeit des Vorschubs für den
Fokusdurchmesser df = 0,2 mm und den Werkstoff St37-2.
4.3 Nahtqualität
Im Rahmen der Grundlagenuntersuchungen zum Schweißen mit den kleinsten Fokusdurchmessern (df 0,15 mm) wurden bei den untersuchten Werkstoffen sowohl
geschlossene Prozessporen als auch viele Schmelzbadauswürfe und Spritzer festgestellt, siehe Bild 4.17 und Bild 4.18. Diese Nahtfehler kennzeichnen einen sehr
dynamischen Schweißprozess, in dem das Schmelzbad enormen Kräften und
Spannungen ausgesetzt ist. Sie sind in der Serienproduktion aus Qualitäts- und Wirtschaftlichkeitsgründen, z. B. ein denkbarer Totalausfall der Getriebe aufgrund einer
Beschädigung von Drehteilen durch sich von der Nahtoberraupe abgelöste Spritzer
sowie Nacharbeit der geschweißten Bauteile nach dem Schweißprozess, nicht erlaubt.
84
Bild 4.17: Nahtoberraupe einer Blindschweißung: Werkstoff 20MoCr4, Fokusdurchmesser
df = 0,075 mm, Laserleistung P = 3 kW, Vorschubgeschwindigkeit v = 6 m/min,
kein Schutzgas. Die Naht zeigt auf der Nahtoberfläche aufgrund Nahtauswürfe
entstandene Löcher.
Werden die Ergebnisse der Grundlagenuntersuchungen bezüglich Nahtfehlerbildung
zusammengefasst, wird schnell ersichtlich, dass die Entstehung dieser Prozessfehler
von der Nahtquerschnittsform abhängig ist, und somit von der Wahl der Vorschubgeschwindigkeit, dem Fokusdurchmesser, dem Divergenzwinkel, dem Prozessgas und
der Laserleistung (bzw. der Leistungsdichte) beeinflusst wird. Der Laserauftreffwinkel
spielt bei der Bildung von Prozessporen, Spritzern und Schmelzbadauswürfen keine
Rolle.
Bei einer näheren Betrachtung der drei Nahtquerschnittsformen (tropfenartig, schlankparallel, nagelkopfförmig) ergibt sich aus den Grundlagenuntersuchungen, dass beim
Schweißen mit dem Scheibenlaser die Wahrscheinlichkeit für eine Entstehung von
Prozessporen und Auswürfen bei Schweißnähten, die mit Parametern erzielt werden,
die zu einer tropfenartigen Querschnittsform führen, am höchsten ist. Eine Nagelkopfform der Schweißnaht weist dagegen die geringste Wahrscheinlichkeit dieser Fehlerbildung auf. Das Gleiche gilt auch für die Qualität der Nahtoberraupe.
Die in Bild 4.18 neben den Prozessporen gezeigten Instabilitäten der Nahtoberraupe,
des Nahteinfalls (links) und der Nahtüberhöhung (rechts), könnten ein Indiz für
Humping sein. Da sie jedoch nicht periodisch auftreten, sind sie ein Teil der hohen
Schmelzbaddynamik, die insbesondere bei dieser Querschnittsform eine erhöhte
Bildung von Schmelzbadauswürfen und Spritzern hervorruft.
4.4 Vergleichende Untersuchungen zu anderen Lasertypen
85
Bild 4.18: Nahtquerschnitt von zwei Blindschweißungen: Werkstoff St37-2, Fokusdurchmesser df = 0,075 mm, Laserleistung P = 3 kW, Vorschubgeschwindigkeit
v = 8 m/min (links) und v = 10 m/min (rechts), Schutzgas Helium.
4.4 Vergleichende Untersuchungen zu anderen
Lasertypen
Im Rahmen dieser Untersuchungen wird zuerst der Vergleich zwischen dem Scheibenund dem CO2-Laser durchgeführt. Er basiert auf Blindschweißungen, die bei gleicher
Laserleistung (P = 3 kW) und gleichem Fokusdurchmesser (df = 0,28 mm) für den
Werkstoff 16MnCr5 gemacht wurden. Da sich beide Strahlquellen neben der Wellenlänge auch im Strahlparameterprodukt wie im Strahlprofil und in der Rayleighlänge
des fokussierten Strahls unterscheiden, ist ein sich überlagernder Einfluss aller diesen
Größen nicht auszuschließen. Trotz dieser Unterschiede sind die in Bild 4.19
wiedergegebenen Strahleigenschaften die noch am ähnlichsten, die im Rahmen dieser
Arbeit zur Verfügung standen.
86
CO2-Laser
Scheibenlaser
Bild 4.19: Kaustik des für die Vergleichsversuche verwendeten CO2-Lasers (oben links;
df = 0,28 mm) sowie des Scheibenlasers (unten links; df = 0,2 mm) bei 3 kW
beinhaltend; Isometriemessungen des Strahlprofils in anderen Maßstäben (rechts).
Bei Betrachtung der Einschweißtiefe in Abhängigkeit des Vorschubs (Bild 4.20) kann
im Vergleich festgestellt werden, dass mit dem Scheibenlaser bei v = 6 m/min eine
Einschweißtiefe von ca. 3 mm, dagegen beim CO2-Laser nur 1,5 mm, erreicht wird.
Steigt die Vorschubgeschwindigkeit darüber an, bleibt diese Einschweißtiefendifferenz
in etwa erhalten. Verringert sich jedoch die Vorschubgeschwindigkeit unter 6 m/min,
holt der CO2- den Scheibenlaser sehr schnell ein, schließlich wird bei 2 m/min die
gleiche Einschweißtiefe erreicht.
Es kann also zusammengefasst werden, dass der höhere Absorptionsgrad und damit
Einkoppelgrad bei
1 μm bei höheren Vorschubgeschwindigkeiten zu tieferen
Schweißnähten führt, als beim Schweißen mit dem CO2-Laser. Die größere
87
Rayleighlänge des fokussierten Strahls zRf des CO2-Lasers ist bei den niedrigeren
Vorschubgeschwindigkeiten dagegen eindeutig im Vorteil.
7
SPP [mm*mrad] df [mm]
6
F-Zahl
zRf [mm]
Scheibenlaser
10
0,28
7
1,96
CO2-Laser
5,3
0,28
13,6
3,82
5
4
3
ohne Schutzgas
Schutzgas Ar
2
16MnCr5
P = 3 kW
1
0
0
2
4
6
8
10
12
14
16
Vorschub in m/min
Bild 4.20: Einschweißtiefe in Abhängigkeit des Vorschubs bei dem Werkstoff 16MnCr5.
Vergleich zwischen dem CO2- und dem Scheibenlaser, P = 3 kW.
Dieses Beispiel zeigt, dass der Scheibenlaser bei der gleichen Schweißaufgabe, d. h.
Erzielen einer vorgegebenen Einschweißtiefe, in dem hier gezeigten Bereich deutlich
wirtschaftlicher ist, als der CO2-Laser. Denn Einschweißtiefen z. B. kleiner als 2 mm
werden mit dem Scheibenlaser bei fast doppelter Vorschubgeschwindigkeit erreicht
(d. h. halber Streckenenergie P/v), als mit dem CO2-Laser (Bild 4.21, links).
Untersuchungen des Prozesswirkungsgrads ȘP, der in Gleichung (2.7) als Funktion der
Querschnittsfläche Q und der Streckenenergie P/v beschrieben wurde, untermauern
obige Aussage. Sie zeigen in Bild 4.21 (rechts) eine größere Neigung der Relation
Q ~ P/v und kennzeichnen somit einen höheren Prozesswirkungsgrad für den
Scheibenlaser.
88
7
7
CO2-Laser
5
4
3
2
16MnCr5
P = 3 kW
df = 0,28 mm
1
0
6
Scheibenlaser
Scheibenlaser
6
CO2-Laser
5
4
3
2
16MnCr5
P = 3 kW
df = 0,28 mm
1
0
0
20
40
60
80
Streckenenergie in J/mm
100
0
20
40
60
80
100
Bild 4.21: Einschweißtiefe in Abhängigkeit der Streckenenergie P/v für den Werkstoff
16MnCr5 (links). Einfluss der Wellenlänge auf die Neigung Q = f (P/v) und damit
auf den Prozesswirkungsgrad (rechts).
Als zweiter Punkt dieser Untersuchungen gilt der Vergleich zwischen dem Scheibenund dem Faserlaser. Dafür wurden mit beiden Laserquellen für den Werkstoff
16MnCr5 und den Fokusdurchmesser df = 0,2 mm Blindschweißungen mit unterschiedlichen Laserleistungen durchgeführt.
Beide Strahlquellen unterscheiden sich im Intensitätsprofil des fokussierten Strahls, im
Strahlparameterprodukt (der Scheibenlaser hat ein Strahlparameterprodukt von
9,5 mm*mrad; beim Faserlaser beträgt es dagegen 10 mm*mrad) sowie in der
Rayleighlänge. Wie in Bild 4.22 dargestellt, endet das Tophat-Strahlprofil des
Faserlasers im unteren Bereich mit einem Radius in der Ebene (Bild 4.22 unten
rechts), während das Profil des Scheibenlasers mit der Ebene in diesem Bereich einen
nahezu rechten Winkel bildet (Bild 4.22 unten links). Dies führt am Rande des
Isometrieprofils zu einer unterschiedlichen Intensitätsverteilung, die im Übrigen auch
für den Vergleich zwischen dem CO2- und dem Scheibenlaser gilt, vgl. die
Isometrieprofile in Bild 4.19. Die Wellenlänge des Scheibenlasers beträgt 1030 nm
und ist mit 40 nm nur wenig kürzer als die des Faserlasers. Als weitere Differenz, die
aufgrund der Verwendung unterschiedlicher Fokussierbrennweiten die Auswahl der
Rayleighlänge beeinflusst und sich über das experimentelle Ergebnis der Schweißnaht
bemerkbar machen könnte, sollten die verschiedenen Hersteller der
Bearbeitungsoptiken erwähnt werden. Die Versuche mit dem Faserlaser wurden mit
89
der YW50-Bearbeitungsoptik der Fa. Precitec durchgeführt. Bei dem Scheibenlaser
dagegen kamen die D70- und D35-Bearbeitungsoptiken der Fa. Trumpf zum Einsatz.
Faserlaser
Scheibenlaser
Bild 4.22: Kaustik der für die Vergleichsversuche verwendeten Faser- (oben; df = 0,2 mm)
und Scheibenlaser (unten; df = 0,2 mm) bei 3 kW beinhaltend zusätzliche Isometriemessungen des Strahlprofils in unterschiedlichen Maßstäben.
Wird bei Laserleistungen von 3 und 6 kW für den Werkstoff 16MnCr5 die Einschweißtiefe als Funktion des Vorschubs untersucht (Bild 4.23), lässt sich feststellen,
dass im Geschwindigkeitsbereich unterhalb von 6 m/min mit dem Faserlaser eine bis
zu ca. 20%-ige Erhöhung der Einschweißtiefe gegenüber dem Scheibenlaser erreicht
wird, siehe ǻt in Bild 4.23 bei v = 1 m/min, und das obwohl der fokussierte Strahl des
Scheibenlasers eine längere Rayleighlänge hat. Der Grund für diese Verbesserung
kann durch den genannten Unterschied in der Intensitätsverteilung im Strahlprofil
erklärt werden, welcher im Vergleich zu dem Scheibenlaser zu einer im unteren
Bereich etwas schlankeren Nahtquerschnittsform führt. Eine mit dem Scheibenlaser
bei hohen Geschwindigkeiten (v 6 m/min) erzeugte Schweißnaht hat im Vergleich
90
zum Faserlaser bei gleicher Einschweißtiefe eine geringere Nahtbreite (vgl. in Bild
4.23 Nahtquerschnitte bei v = 8 m/min). Bei geringen Vorschubgeschwindigkeiten
dagegen wird die mit dem Scheibenlaser erzeugte Schweißnaht immer breiter,
während die Naht des Faserlasers ihre Breite beibehält. Die Gründe für dieses
Verhalten der Nahtbreite bei dem Scheibenlaser können unterschiedliche optische
Effekte in der Fokussierlinse sein, die aufgrund der Wechselwirkung zwischen der
Metalldampffackel und dem Laserstrahl entstehen (z. B. Brennweitenverkürzung aufgrund Erwärmung der Fokussierlinse).
10
P = 6 kW; zRf = 1,05 mm; FL
FL
8
5 mm
SL
P = 6 kW; zRf = 1,26 mm; SL
5 mm
P = 3 kW; zRf = 1,05 mm; FL
P = 3 kW; zRf = 1,26 mm; SL
t
6
FL
t
4
2 mm
SL
2 mm
16MnCr5
df = 0,2 mm
kein Schutzgas
2
0
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
22
Vorschub in m/min
Bild 4.23: Einschweißtiefe in Abhängigkeit des Vorschubs für den Werkstoff 16MnCr5 bei
Laserleistungen von 3 und 6 kW, kein Schutzgas. Direkter Vergleich zwischen
dem Scheiben- und dem Faserlaser beim Fokusdurchmesser df = 0,2 mm.
Wenn, wie in Kapitel 4.2.6 (Bild 4.15) gezeigt, für den Werkstoff 16MnCr5 und den
Faserlaser die Verbesserung in der Einschweißtiefe durch die Erhöhung der Laserleistung untersucht wird, wird ersichtlich, dass für den Vorschub v = 6 m/min eine Erhöhung der Einschweißtiefe von 3,01 auf 4,09 mm um 1,08 mm (Differenz ǻt) erreicht
wird. Diese Verbesserung der Einschweißtiefe liegt bei dieser Vorschubgeschwindigkeit sehr nahe an der Verbesserung des Scheibenlasers. Bei Geschwindigkeiten kleiner
als 6 m/min wird die Differenz ǻt sogar größer als die des Scheibenlasers.
Die Neigungsunterschiede der Relation Q = f (P/v) zeigen in Bild 4.24 bei dem Werkstoff 16MnCr5 für die Leistung P = 6 kW geräteabhängige Unterschiede im Bereich
der hohen Streckenenergie. Die größere Neigung der Faserlaser-Kennlinie charakteri-
4.5 Schweißen von realen Bauteilen mit dem Scheibenlaser
91
siert einen höheren Prozesswirkungsgrad im Streckenenergiebereich größer als
60 J/mm. Im Bereich kleiner als 60 J/mm (entspricht hohen Vorschubgeschwindigkeiten) können dagegen keine Unterschiede in der Kurvenneigung festgestellt werden.
10
Scheibenlaser; P = 3 kW
9
Scheibenlaser; P = 6 kW
8
Faserlaser; P = 3 kW
7
Faserlaser; P = 6 kW
6
5
4
3
2
16MnCr5
df = 0,2 mm
1
0
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
Bild 4.24: Querschnittsfläche in Abhängigkeit von der Streckenenergie für den Werkstoff
16MnCr5. Vergleich der Neigung Q = f (P/v) und somit des Prozesswirkungsgrads bei Scheiben- und Faserlaser, P = 3 und 6 kW.
Die Ergebnisse der vergleichenden Untersuchungen zeigen also, dass beide diodengepumpten Laser höchster Brillanz für vergleichbare Schweißaufgaben gleichermaßen
geeignet sind. Es konnten jedoch in Abhängigkeit der Vorschubgeschwindigkeit
Unterschiede in der Einschweißtiefe, der Nahtbreite und der Nahtquerschnittsform
festgestellt werden, deren letztendliche Deutung weiterer Untersuchungen bedarf.
4.5 Schweißen von realen Bauteilen mit dem
Scheibenlaser
Basierend auf den in Kapitel 4.2 und 4.4 gewonnenen Erkenntnissen wurden im
Rahmen dieser Arbeit Schweißuntersuchungen mit dem Scheibenlaser an realen Bauteilen aus dem Getriebebereich der Pkw-Produktion der Daimler AG durchgeführt.
Ziel dieser Untersuchungen war die mögliche Übertragbarkeit dieser Erkenntnisse in
die Getriebefertigung dieses Unternehmens. Als Versuchsbauteile standen die An-
92
triebswelle und der Zusammenbau „Hohlrad“ (ZB-Hohlrad) des neuen automatischen
Getriebes (NAG) sowie das Gehäuse und das Tellerrad eines Pkw-Ausgleichsgetriebes
zur Verfügung.
4.5.1
Schweißen der Antriebswelle des NAG
In der Serienproduktion erfolgt der Schweißvorgang für die Antriebswelle an einer
Anlage der Maschinenfabrik Arnold, siehe in Bild 2.11 in Kapitel 2.4.1. Dort werden
an diesem Bauteil mit einem CO2-Laser eine axiale Schweißung und zwei radialen
Schweißungen durchgeführt. Bei der axialen Schweißung, siehe Bild 4.25, werden
nach dem Spannvorgang die Welle (1) und der Lamellenträger (2) zuerst bei 10 m/min
geheftet und danach mit 3 m/min geschweißt. Dabei beträgt die Laserleistung ca.
3 kW. Als Schutzgas, zur Reduktion der Plasmabildung, wird CO2 eingesetzt.
2
1
Schweißstelle
Bild 4.25: Lamellenträger der Antriebswelle des neuen automatischen Getriebes (NAG) in
der Spannvorrichtung.
Im Rahmen dieser Arbeit wurde in einem ersten Versuch, als Vergleich zu der Serienfertigung, die axiale Schweißung der Antriebswelle mit einem 3kW-Scheibenlaser
realisiert. Die Nahtgeometrie und die Einschweißtiefe der Serienschweißung konnten
mit dem Scheibenlaser bei einer ca. 1,5-mal höheren Vorschubgeschwindigkeit, als in
der derzeitigen Serienanlage, erreicht werden. Außerdem konnten die Welle und der
Lamellenträger aufgrund der in Kapitel 4.2 diskutierten Grundlagenuntersuchungen
ohne Schutzgas zusammengeschweißt werden.
93
Dieses Ergebnis zeigte zum ersten Mal auf einem realen Bauteil das hohe wirtschaftliche Potenzial des Scheibenlasers.
4.5.2
Tellerradschweißen
Im Getriebebau wird das Grundgehäuse der Ausgleichsgetriebe meistens aus Gusseisen mit Kugelgrafit, das Tellerrad dagegen aus Einsatzstahl gefertigt. Bei einem
PKW mit klassischem Antriebskonzept (Frontmotor und Heckantrieb) ist das Grundgehäuse des Ausgleichsgetriebes fest mit dem Tellerrad verbunden, was die Längsrotation der Kardanwelle in eine Querrotation umwandelt. In diesem Gehäuse sitzen
vier identische, ineinandergreifende Kegelräder aus Einsatzstahl.
Es gibt zwei Verfahren, die die Verbindung zwischen dem Gehäuse des Ausgleichsgetriebes und dem Tellerrad ermöglichen:
x Mechanische Fügetechnik Æ Verschrauben;
x Thermische Fügetechnik Æ Verschweißen.
Da die Gusseisenwerkstoffe im Allgemeinen nur bei Beachtung bestimmter
Bedingungen schweißgeeignet sind, wurde in der Vergangenheit das Verschrauben
beider Teile bevorzugt, siehe Bild 4.26. Allerdings führten die Bemühungen der
Automobilindustrie, das Gewicht einzelner Bauteile und somit des Gesamtfahrzeuges
zu reduzieren, zu ersten Versuchen zum Verschweißen dieser beiden Bauteile. Mit
konventionellen Schweißverfahren hat sich dies aber als sehr schwer und nicht wirtschaftlich erwiesen. Erst die Anwendung des berührungslosen Strahlwerkzeugs Laser
hat in den letzten Jahren die wirtschaftliche thermische Anbindung zwischen dem
Gehäuse des Ausgleichsgetriebes und dem Tellerrad ermöglicht. Eine beispielhafte
Schweißung ist in Bild 4.27 zu sehen.
Bild 4.26: Verschraubung des Ausgleichsgetriebegehäuses mit dem Tellerrad [59].
94
In der heutigen Serienproduktion wird das Tellerrad mit dem Gehäuse des Ausgleichsgetriebes mithilfe eines Nickel-Zusatzwerkstoffes zusammengeschweißt. Da dieser die
Duktilität der Schmelze erhöht, reduziert er die Ledeburitbildung und somit die Wahrscheinlichkeit für Heißrissbildung.
Schweißnaht
Bild 4.27: Verschweißung des Ausgleichsgetriebegehäuses mit dem Tellerrad [60].
Der zweite Versuch, ein reales Bauteil mit dem Scheibenlaser zu schweißen, wurde bei
der Verbindung Tellerrad/Grundgehäuse eines Ausgleichsgetriebes der aktuellen PkwFahrzeugproduktion von Daimler AG durchgeführt. Dabei wurde bei einer Leistung
von 6 kW und einem Fokusdurchmesser von 0,2 mm kein Zusatzwerkstoff eingesetzt.
Die Schweißversuche wurden bei einer für diese Anwendung sehr hohen
Vorschubgeschwindigkeit von 4 m/min durchgeführt. Die Kombination aus einem
Fokusdurchmesser, der kleiner als 0,3 mm ist, und einer Schweißgeschwindigkeit, die
im Vergleich mit der Serienfertigung um das ca. 2-fache höher ist, führte bei diesem
Bauteil zu einer extrem hohen Wärmeableitung, welche die Ledeburitbildung im
Schweißgut und somit die Heißrisse stark reduzierte. Wie in Bild 4.28 dargestellt, wird
eine ca. 6 mm tiefe und 0,5 bis 0,7 mm breite Schweißnaht erzielt, die keine Heißrisse
aufweist. Aufgrund seiner Vorteile wurde dieses Verfahren im deutschen Patentamt
mit der Nummer DE102005057317 angemeldet.
95
6,16
0,48
0,62
0,78
Bild 4.28: Metallografischer Querschliff der Schweißnahtverbindung.
Durch die sehr schmale Schweißnaht wird einerseits die Wärmebelastung des Bauteils
enorm reduziert, anderseits ist aber, um ein gutes Schweißergebnis zu erzielen, eine
sehr hohe Positionierungsgenauigkeit erforderlich, sodass der Erfolg dieser Versuche
nur durch den Einsatz entsprechender Überwachungssysteme (z. B. Nahtverfolgungssysteme sowie In- und Postprozessüberwachungen) gesichert werden kann. Zusätzlich
bilden sich bei diesem Schweißprozess aufgrund der hohen Vorschubgeschwindigkeit,
die ihrerseits zu hoher Dynamik des Schmelzbads führt, enorm viele Schweißspritzer.
Dies hat eine sehr raue und für den Produktionseinsatz nicht akzeptable Nahtoberraupe
zur Folge. Um diese Bauteile mit dem Scheibenlaser in der Serienfertigung zu verschweißen, benötigt es weitere Verbesserungen der Nahtqualität.
4.5.3
Schweißen des Hohlrads mit dem Hohlradträger
Aufgrund der positiven Ergebnisse des Schweißens der NAG-Antriebswelle und des
Ausgleichsgetriebes wird die Schweißung zwischen dem Hohlrad und dem Hohlradträger, hier als Zusammenbau (ZB) „Hohlrad“ bezeichnet, nach ähnlichen Gesichtspunkten durchgeführt. Dabei wird das Bauteil etwas genauer sowohl zerstörungsfrei
als auch zerstörend geprüft, denn trotz erreichter Einschweißtiefe und Nahtquerschnittsform bei den ersten Versuchen muss für den Serieneinsatz sichergestellt
96
werden, dass ein Getriebebauteil während seiner Lebensdauer die vorgegebenen Drehmomente problemlos überträgt.
Ermittlung der Schweißparameter
Der ZB-Hohlrad besteht aus einem Hohlrad und dessen Träger (Hohlradträger), siehe
Bild 4.29. Das Hohlrad ist innen schräg verzahnt (die Zähne sind gehärtet) und besteht
aus dem Vergütungsstahl 27MnSiVS6. Dieser Stahl, der mikrolegiert und hochfest ist,
wird auch für viele andere Schmiedeteile im Fahrzeugbau, wie z. B. Pleuel, Motorträger und dem Querlenker, verwendet. Der Hohlradträger besteht aus einem weichen,
unlegierten Stahl StW24, der eine sehr gute Kaltumformbarkeit hat.
Bild 4.29: Hohlrad und Hohlradträger des neuen automatischen Getriebes (NAG)
zusammengeschweißt mit einer radialen Schweißnaht [Quelle: Daimler AG],
siehe Pfeil.
Die Schweißparameter werden entsprechend den Ergebnissen der Grundlagenuntersuchungen und der geforderten Nahtgeometriegrößen ermittelt. Als Grundlage für
Letztere gilt die in Bild 4.30 dargestellte Schweißnaht eines bisherigen Serienbauteils.
Der Fügeprozess findet unter einem Schweißwinkel Įs zur Vertikalen statt. Die
Nahtbreite b wird an der Oberkante gemessen; sie bleibt über die Einschweißtiefe
nahezu konstant, was zu einer nur leicht V-förmigen Schweißnaht führt.
97
Bild 4.30: Nahtgeometrie eines Serienbauteils geschweißt mit einem CO2-Laser.
Der Hohlradträger liegt in der Spannvorrichtung auf dem Hohlrad, kann aber durch
seine Biegung die Entstehung eines Spalts im unteren Teil der Fügestelle während des
azimutalen Schweißvorschubs nicht verhindern. Somit muss die Schweißnaht im
unteren Teil der Fügestelle so gestaltet werden, dass sie immer noch eine ausreichende
Breite aufweist und sichergestellt ist, dass der Spalt überbrückt wird. Darüber hinaus
müssen durch die Nahtbreite gewisse Fertigungstoleranzen, der Wärmeverzug und
diverse Ungenauigkeiten der Drehachse bzw. der Spannvorrichtung ausgeglichen
werden.
Die geforderte Nahtgeometrie wird bei diesen Schweißversuchen für zwei Fokusdurchmesser (df = 0,15 mm und df = 0,2 mm) durch eine Variation der Heft- (vH) und
der Schweißgeschwindigkeit (vS), des Schweißwinkels ĮS und der Fokuslage FL erzeugt. Die Laserleistung bleibt dabei konstant und hat mit 2,6 kW den Wert der
Serienschweißanlage. Die Schweißparameter dieser Versuche sind vergleichend in
Tabelle 4.1 dargestellt.
Für beide Fokusdurchmesser wurden die entsprechenden Schweißparameter gefunden,
die zu einer mit den Serienteilen vergleichbaren Nahtquerschnittsform und Nahtoberraupe führten, siehe Tabelle 4.2. Die mit diesen Schweißparametern erreichten Nahtgeometriegrößen waren demzufolge vergleichbar mit denen der Serienteile. Als
zusätzliches Kriterium zur Bewertung von Schweißnähten gilt neben der Nahtgeometrie und Nahtquerschnittsform die Nahtoberraupe, denn durch den Scheibenlaser
sollte keine erhöhte Spritzerbildung hervorgerufen werden. Um Abweichungen dieser
zwei Bewertungskriterien in die Versuche einfließen zu lassen, wurden pro Versuchsreihe mindestens zehn Bauteile geschweißt. Die Nahtgeometrieparameter wurden
somit in Tabelle 4.2 mit ihren Durchschnittswerten (Index „D“) bewertet.
98
Die Nahtgeometrieparameter Nahtbreite, Einschweißtiefe und Querschnittsfläche der
Serienteile wurden durch metallografische Untersuchungen an mehreren Bauteilen
ermittelt. Bei diesen Untersuchungen betrug die Nahtbreite b = 0,40 bis 0,65 mm, die
Einschweißtiefe t = 2,5 bis 3,5 mm und die Querschnittsfläche Q = 1,3 bis 1,7 mm2.
Schweißparameter
Schweißparameter Schweißparameter Schweißparameter
der Serie
für df = 0,2 mm
für df = 0,15 mm
(zRf = 3,82 mm)
(zRf = 1 mm)
(zRf = 0,75 mm)
df in mm
200
200
150
vH in m/min
10
25
25
vS in m/min
3
5
5
in °
6
6
7
FL in mm
-1
-1
0,5
P in kW
2,6
2,6
2,6
Prozessgas
CO2
Druckluft
Druckluft
S
Tabelle 4.1: Vergleiche der Schweißparameter.
Aufgrund des größeren Absorptionsgrads bei
1 μm wird das Tiefschweißen mit
dem Scheibenlaser, verglichen mit dem CO2-Laser, bei einem niedrigeren Strahlparameterquotient P/df erreicht [61], siehe Schwelle in Bild 2.3. Dies ermöglichte
gegenüber der Serienanlage eine Erhöhung der Heftgeschwindigkeit vH von 10 auf
25 m/min.
Mit dem Fokusdurchmesser df = 0,2 mm wird bei diesen Versuchen eine Nahtgeometrie erreicht, die nahezu identisch mit der Nahtgeometrie des bisherigen Serienbauteils ist. Darüber hinaus ähnelt auch die Nahtoberraupe des Bauteils sehr stark
jener des Serienbauteils, vgl. das Schliffbild und die Nahtoberraupe in Tabelle 4.2.
Mit dem Fokusdurchmesser von 0,15 mm konnte hingegen die gewünschte Nahtgeometrie nicht erreicht werden. Die durchschnittliche Einschweißtiefe dieser
Schweißnaht liegt sogar mit 2,13 mm unter dem zulässigen Grenzwert von 2,5 mm.
Eine Reduzierung der Schweißgeschwindigkeit war bei diesem Fokusdurchmesser
nicht zielführend, denn, wie schon in Kapitel 4.4 erwähnt, verliert der Scheibenlaser
99
bei geringeren Vorschubgeschwindigkeiten seine Vorteile gegenüber dem CO2-Laser
in der Einschweißtiefenbildung.
Parameter
Serienbauteil
Schliffbild
Nahtgeometrie
bD = 0,52 mm
QuerNahtoberraupe
schnittsform
Gut
tD = 3,22 mm
QD = 1,62 mm2
Bauteil geschweißt
mit df = 0,15 mm
bD = 0,67 mm
Gut
tD = 2,13 mm
QD = 1,35 mm2
Bauteil geschweißt
mit df = 0,2 mm
bD = 0,50 mm
Gut
tD = 3,23 mm
QD = 1,52 mm2
Tabelle 4.2: Ergebnisse der Schweißversuche des ZB-Hohlrads.
Die weiteren Untersuchungen bestanden darin, dass die geschweißten Bauteile, auch
die mit df = 0,15 mm gefügten, mittels unterschiedlicher Schweißnahtprüfungen verglichen wurden. Es sollte herausgefunden werden, ob die Bauteile, die mit dem
Scheibenlaser geschweißt wurden, ähnliche Prüfungswerte aufzeigen, wie die der
Serienbauteile.
Schweißnahtprüfung
Bei der Schweißnahtprüfung wurden die bekannten zerstörungsfreien und zerstörenden
Methoden angewandt. Um das bei diesen Bauteilen wichtige Qualitätskriterium des
Wärmeverzugs beurteilen zu können, wurde für zehn Bauteile eine zusätzliche Härteprüfung vorgenommen. Sie wurde im Bereich „Materialprüfung“ der Daimler AG
durchgeführt.
Das geschweißte Bauteil wurde zuerst zerstörungsfrei mittels eines Ultraschallverfahrens überprüft, wofür das Reflexionsschallverfahren zum Einsatz kam. Dabei
100
wurden alle Bauteile über den kompletten Umfang untersucht. Die Ergebnisse dieser
Prüfung von jeweils einem Bauteil sind in Bild 4.31 beispielhaft dargestellt. Durch die
vielen starken Reflexionen (helle Bereiche) ist in diesem Bild ersichtlich, dass die
Schweißnaht mit dem Fokusdurchmesser von 0,15 mm (2) fast über die ganze Länge
keine ausreichende Einschweißtiefe aufweist. Selbst bei dem Serienbauteil (1) sind die
hellen Bereiche ab der Mitte der Schweißnaht ein Indiz für Anbindungsfehler. Sie
vermindern zwar die Festigkeit der Schweißverbindung, sind allerdings nach [35] bis
zu einem gewissen Grad zulässig. Die Schweißnaht mit dem Fokusdurchmesser
df = 0,2 mm (3) weist dagegen die geringsten Fehler auf. Hier sind nur kleine Unregelmäßigkeiten bei ca. 1/3 des Schweißumfangs zu erkennen, die von den Schliffbildern als geringer Nahteinfall bestätigt werden, siehe Schliffbild bei ca. 340°.
1
Serienteil
helle Bereiche
2
3
SL; df = 0,15 mm
SL; df = 0,2 mm
Umfang in °
Bild 4.31: Vergleiche der Ultraschallergebnisse (Reflexion des Ultraschalls) beinhaltend
Schliffbilder. Die hellen Bereiche sind ein Indiz für fehlende Anbindung.
In einer zweiten Prüfung wurde zerstörend (nach DIN EN 1320 [62]) in einem
Auspressversuch die Festigkeit der unterschiedlichen Schweißverbindungen
verglichen. In Bild 4.32 ist eine schematische Skizze dieser Prüfung dargestellt. Dabei
wird der Hohlradträger auf einer speziellen Auflage fixiert, während auf das Hohlrad
über eine Hydraulikpresse eine Auspresskraft einwirkt. Diese Auspresskraft wird
solange erhöht, bis das Bauteil zerstört wird.
Auspresskraft
Auspresskraft
Träger Naht
101
Hohlrad
Hohlrad
Hohlrad
Naht Träger
Auflage
Auflage
Bild 4.32: Schematische Darstellung des Auspressversuchs.
Bei diesem Versuch wurden die Serienteile durchschnittlich bei 600 kN zerstört.
Erwartungsgemäß konnten die Bauteile, die mit einem Fokusdurchmesser von
0,15 mm geschweißt wurden, diese Werte nicht erreichen, sondern wurden schon mit
300 kN zerstört (Bild 4.33). Aufgrund dieser schlechten Ergebnisse wurden diese
Bauteile in der anschließenden Härtemessung nicht berücksichtigt. Ähnlich wie bei
den Ultraschalluntersuchungen konnte auch hier das beste Ergebnis wieder bei den mit
dem Scheibenlaser und 0,2mm-Fokusdurchmesser geschweißten Bauteilen bestätigt
werden: Diese Bauteile wurden erst mit einer durchschnittlichen Auspresskraft von
650 kN zerstört.
800
650
Auspresskraft in kN
600
600
400
300
200
0
CO2-Laser
Scheibenlaser
150 μm
Scheibenlaser
200 μm
Bild 4.33: Ergebnisse des Auspressversuchs.
Als Letztes wurde der Einfluss der Streckenenergie P/v – also der Erwärmung – auf
das ZB-Hohlrad mithilfe entsprechender Härtemessungen untersucht. Sie wurden nach
102
dem in DIN EN ISO 6507-1 [63] beschriebenen Verfahren „Härteprüfung nach
Vickers“ ausgerichtet.
Die Härtemessungen wurden an denselben Querschliffen durchgeführt, mit denen die
Werte der Nahtgeometrie ermittelt wurden. In Bild 4.34 sind die Bereiche dargestellt,
in denen die Härte gemessen wurde. Neben der Härte in der Schweißnaht und in der
Wärmeeinflusszone (WEZ) ist die Härte der Zahnflanke sehr wichtig, die durch den
Schweißprozess nicht beeinflusst werden und immer konstant bleiben sollte.
Messpunkte
der Schweißnaht und
des Schweißnaht
Trägers
Messpunkte
der Zahnflanke
Bild 4.34: Bereiche der Härtemessung.
Die Ergebnisse der Härtemessung sind in Bild 4.35 dargestellt, in dem von links nach
rechts der Hohlradträger, die Schweißnaht (einschließlich der WEZ) und das Hohlrad
mit der Verzahnung abgebildet sind.
Als Erstes wurde der Härteverlauf im noch nicht geschweißten Hohlrad und Hohlradträger aufgenommen, der klar zeigt, dass der Hohlradträger eine etwas niedrigere
Härte als das Hohlrad hat. Dies ist mit den unterschiedlichen Werkstoffen beider Teile
zu erklären. Danach wurden der Härteverlauf eines Serienbauteils und der Verlauf
eines mit dem Scheibenlaser geschweißten Bauteils erstellt. Als Folge des
Schweißverfahrens entstehen dann Spitzenhärtewerte in der WEZ des Hohlrads von
ca. 580 HV (Bild 4.35). Trotz unterschiedlicher Streckenenergien sind keine großen
4.6 Synopsis
103
Unterschiede im Härteverlauf zwischen den Serienteilen und den mit dem
Scheibenlaser geschweißten Bauteilen zu sehen. Festzuhalten gilt, dass der
Schweißprozess den Härteverlauf der Zahnflanke nicht beeinflusst, wie aus dem
Kurvenverlauf im Zahnbereich in Bild 4.35 (rechts) ersichtlich.
Hohlrad
Träger
Härte Schweißnahtbereic h Naht
600
600
Serienteile
C O2-Serienteile
500
500
Scheibenlaser
Scheibenlaser
500
500
400
400
Träger
HHohlrad
ohlrad & und
Tr äger
(nicht
(nicht geschweißt)
geschweißt)
400
400
300
300
300
300
200
200
200
200
100
100
100
100
0
0
0
0
0,5
0,5
1
1
1,5
1,5
2
2
2,5
2,5
Länge [mm]
Länge
in mm
33
3,5
3,5
22,5
22,5
23
23
23,5
23,5
24
24
24,5
24,5
25
25
Härte
[ HV]
Härte
in HV
Härte [ HV]
Härte
in HV
600
600
ZahnhärteZahn
0
0
25,5
25,5
Länge [mm]
Länge
in mm
Bild 4.35: Vergleich der Härteverläufe über die Querschnittsfläche des ZB-Hohlrads.
4.6 Synopsis
Die hohe Fokussierbarkeit des Scheibenlasers erlaubt das Erzielen von Fokusdurchmessern kleiner als 0,3 mm bei gleichzeitig großen Rayleighlängen des fokussierten
Strahls. Der Einfluss der prozessrelevanten Größen auf das Schweißergebnis ist für
diese Strahlquelle wie folgt:
x Die indirekte Proportionalität der Einschweißtiefe zum Fokusdurchmesser,
t ~ 1/df, gilt für Stahllegierungen bei der Laserleistung von 3 kW nur bis zu der
Untergrenze df = 0,2 mm. Diese Untergrenze ist unabhängig von der Vorschubgeschwindigkeit.
x Bei Fokusdurchmessern kleiner als 0,2 mm bilden sich in Abhängigkeit von der
Vorschubgeschwindigkeit und dem Fokusdurchmesser unterschiedliche Nahtquerschnittsformen (tropfenartig, schlank-parallel, nagelkopfförmig) aus.
104
x Durch die Verringerung des Divergenzwinkels kann bei den Fokusdurchmessern kleiner als 0,2 mm eine Erhöhung der Einschweißtiefe erreicht werden.
x Die Querschnittsfläche ist bei Vorschubgeschwindigkeiten größer als 4 m/min
unabhängig von der Gestaltung des Divergenzwinkels, was ein Indiz für einen
konstanten Prozesswirkungsgrad ist. Bei Vorschubgeschwindigkeiten kleiner
als 4 m/min führen kleine Divergenzwinkel zu geringen Querschnittsflächen
und somit zu einem geringen Prozesswirkungsgrad.
x Die Einschweißtiefe wird durch die Schutzgasauswahl nicht beeinflusst. Das
Schutzgas beeinflusst jedoch die Nahtbreite und die Nahtquerschnittsform.
x Damit die gute Fokussierbarkeit des Scheibenlasers für das Erreichen hoher
Einschweißtiefen genutzt werden kann, muss der Laserstrahl im Fokusbereich
mit großen F-Zahlen bei Fokuslagen von -1 bis +1 mm eingesetzt werden,
wobei die höchsten Einschweißtiefen zwischen -1 und 0 mm erreicht werden.
x Die Neigung der Bearbeitungsoptik im Bereich von 0 bis 30° zeigt bei Fokusdurchmessern kleiner als 0,2 mm keinen Einfluss auf das Schweißergebnis.
x Die Erhöhung der Laserleistung führt generell zur Erhöhung der
Einschweißtiefe. Die Nahtquerschnittsform zeigt bei der Leistungserhöhung
eine Abhängigkeit von der Vorschubgeschwindigkeit. Die Nahtqualität wird
durch die Leistungserhöhung verschlechtert.
x Aufgrund des dynamischen Schweißprozesses führt das Schweißen mit Fokusdurchmessern kleiner als 0,2 mm zur Entstehung von vielen Schweißfehlern
wie z. B. Spritzern, Auswürfen und geschlossenen Prozessporen.
Die vergleichenden Untersuchungen stellen folgende Erkenntnisse dar:
x Im Vergleich zwischen dem Scheiben- und dem CO2-Laser führt der höhere
Absorptionsgrad bei der Wellenlänge des Scheibenlasers bei höheren
Vorschubgeschwindigkeiten zu höheren Einschweißtiefen. Die größere
Rayleighlänge im fokussierten Strahl des bei diesen Untersuchungen
ist
dagegen
bei
den
niedrigeren
eingesetzten
CO2-Lasers
Vorschubgeschwindigkeiten bezüglich der erreichten Einschweißtiefe im
Vorteil.
4.6 Synopsis
105
x Eine unterschiedliche Neigung der Abhängigkeit des Nahtquerschnittes von der
Streckenenergie, Q~P/v, zeigt verglichen mit dem CO2-Laser einen höheren
Prozesswirkungsgrad für die Wellenlänge des Scheibenlasers.
x Beim Vergleich zwischen dem Scheiben- und dem Faserlaser zeigen beide
diodengepumpten Laser höchster Brillanz, dass sie für vergleichbare Schweißaufgaben gleichermaßen geeignet sind. Der Faserlaser ist für Applikationen, bei
denen sehr große Einschweißtiefen benötigt werden, besser geeignet als der
Scheibenlaser.
Der Einsatz des Scheibenlasers bringt für die Getriebefertigung folgende Vorteile:
x Verglichen mit anderen Strahlquellen kann das Schweißen mit dem
Scheibenlaser bei höheren Vorschubgeschwindigkeiten durchgeführt werden.
Dadurch entstehen weitere Vorteile, die das Verschweißen unterschiedlicher
Werkstoffe, wie z. B. GGG mit Einsatzstahl, ohne Zusatzwerkstoff
ermöglichen.
x Bei der Erhöhung der Vorschubgeschwindigkeit ist nicht mit einer Verschlechterung der Nahteigenschaften zu rechnen.
5
Modifizierte Bearbeitungsoptik
Neben den prozesstechnischen Ergebnissen, die in Kapitel 4 dargestellt wurden, haben
die Untersuchungen auch eine Reihe systemtechnischer Erkenntnisse erbracht. Zwei
für die Praxis unmittelbar relevante Aspekte werden in diesem und dem nächsten
Kapitel behandelt.
Um die Bearbeitungsoptik vor Spritzern und der in Kapitel 4.2.6 erwähnten Metalldampffackel zu schützen, wurde in dieser Arbeit auf Basis der Bearbeitungsoptik D70
der Fa. Trumpf und anlehnend an [64] eine modifizierte Bearbeitungsoptik (3LModul) zur Erhöhung des Arbeitsabstandes, hier als Abstand zwischen dem Schutzglas und der Werkstückebene bezeichnet, entwickelt. Eingebaut in einer D70-Optik
ermöglicht sie bei vorgegebener 220mm-Kollimationslinse und dem Abbildungsmaßstab 1:1 (also keine Änderung der geometrischen Strahleigenschaften durch
Strahlformung) einen Arbeitsabstand von 295 mm, siehe Bild 5.1. Sie wurde als
Erfindungsmeldung im deutschen Patentamt mit der Nummer DE10200711902 erfasst.
Fokussierlinse
Schutzglas
Fokussierlinse
Schutzglas
Crossjet
Schweißspritzer
Arbeitsabstand D70-3L
Arbeitsabstand D70
Schweißspritzer
Luf tstrahl
Werkstück
Bild 5.1:
Werkstück
Vergleich der Arbeitsabstände der D70- (links) und der D70-3L-Bearbeitungsoptiken (rechts).
5.1 Komponenten
107
5.1 Komponenten
Die optischen Komponenten des 3L-Moduls wurden mit der Software „ZEMAX“ berechnet. Sie bestehen aus einer 220mm-Meniskus-, einer bikonvexen Fokussierlinse
der Brennweite 220 mm und einem Schutzglas. Diese Komponenten werden in ein
Linsengehäuse eingebaut, siehe Bild 5.2. Die Meniskuslinse hat bei einer Mittendicke
von 3 mm einen Durchmesser von 52 mm. Ihre zwei positive Radien, d. h. die
Linsenkrümmungen, sind in Richtung des ankommenden Strahls ausgeprägt; sie bilden
die Oberflächen zur Strahlaufweitung. Für die Fokussierlinse wurden mit ZEMAX
zwei Oberflächenradien mit unterschiedlichem Vorzeichen berechnet. Dabei hat die
Oberfläche, bei der der Laserstrahl die Linse verlässt, ein negatives Vorzeichen, d. h.,
die Krümmung ist in Richtung des Strahls gerichtet. Der Durchmesser dieser Linse
beträgt 74 mm, ihre Mittendicke ist 13 mm. In einer Distanz von 8 mm von der
Oberfläche mit dem negativen Radius der Fokussierlinse folgen die zwei parallelen
Oberflächen des Schutzglases mit einem Abstand von 2 mm zueinander.
Meniskuslinse
Bild 5.2:
Bikonvexe Linse
(Fokussierlinse)
Schutzglas
Berechnung der optischen Komponenten des 3L-Moduls mit der Software
„ZEMAX“.
Die mechanischen Komponenten des 3L-Moduls (Gehäuse, Linsenfassungen, Linsenfeststellringe, Schutzglas- und Crossjethalter, Kühlring sowie Adapterplatten für
Maschinenanbringung) wurden mit einer CAD-Software konstruiert und in der Werkstatt im Bereich der Produktions- und Werkstofftechnik (PWT) der Daimler AG
108
5 Modifizierte Bearbeitungsoptik
gefertigt. Alle Bauteile, die aus Aluminiumlegierung bestanden, wurden nach
vollendeter Fertigung mit dem Hart-Coat-Beschichtungsverfahren eloxiert. Auf die
Linsenfassungen wurde eine 6 μm dicke Nickelschicht zum Schutz vor Korrosion aufgetragen.
Das 3L-Modul entstand, indem die optischen Komponenten in die vorgesehenen
Fassungen und Halter, die bereits im Gehäuse eingebaut wurden, gesetzt und mit den
entsprechenden Feststellringen fixiert wurden. Abschließend wurden der Kühlring, der
Crossjet und der Crossjethalter eingebaut.
5.2 Zusammenbau der D70-3L-Bearbeitungsoptik
Die D70-3L-Bearbeitungsoptik wird aus einer herkömmlichen D70-Optik (bestehend
aus einem 220mm-Kollimatior, einem 45°-Umlenker mit Kamerabeobachtung) und
dem 3L-Modul zusammengebaut. Die Fokussierlinse, das Schutzglas und das Schutzglashalter der herkömmlichen D70-Optik werden dafür abgebaut. Das 3L-Modul (2)
wird über vier Schrauben, ähnlich wie bei dem in Bild 3.5 (links) gezeigten Prozessadapter, an der D70-Bearbeitungsoptik (1) montiert, und ist somit fester Bestandteil
des Gesamtsystems „D70-3L“.
1
2
3
Bild 5.3:
Zusammenbau des D70-3L-Gesamtsystems bestehend aus D70-Bearbeitungsoptik (1), 3L-Modul (2) und Crossjet (3).
5.3 Funktionsweise und Strahldiagnostik
109
5.3 Funktionsweise und Strahldiagnostik
Durch das 3L-Modul wird der kollimierte Laserstrahl zuerst aufgeweitet, wodurch der
Strahldurchmesser auf der Fokussierlinse vergrößert wird, und dann fokussiert. Die
Fokussierbrennweite des Gesamtsystems (D70-3L) liegt bei 304 mm und ist größer als
die der herkömmlichen D70-Bearbeitungsoptik. Die durch die Strahlaufweitung entstandene Erhöhung des Arbeitsabstandes führt erstens zu einer Verbesserung der
Zugänglichkeit der Bearbeitungsoptik in der Schweißanlage und zweitens zu einer
Verringerung der Schutzglasverschmutzung, wodurch im Produktionsablauf geringere
Maschinenstillzeiten realisiert werden können. Eine weitere Verbesserung, die durch
die Erhöhung des Arbeitsabstandes entsteht, ist die Verringerung der durch die
Wechselwirkung zwischen der Metalldampffackel und dem Laserstrahl verursachten
thermischen Belastung der optischen Komponenten. Ein nahe dem Prozessgeschehen
eingebauter Crossjet, siehe Bild 5.1 (rechts), führt zu einer frühzeitigen Ablenkung der
Metalldampffackel von der Schweißachse.
Um die Einflüsse des Gesamtsystems „D70-3L“ auf die Strahlformung zu untersuchen
wurde die Kaustik des Laserstrahls für D70 und D70-3L vermessen und miteinander
verglichen, siehe Bild 5.4 und Tabelle 5.1. Als Strahlquelle wurde ein 4kW-Scheibenlaser mit einem angegebenen Strahlparameterprodukt von 8 mm*mrad der Fa. Trumpf
verwendet. Der Durchmesser der Lichtleitfaser betrug 200 μm.
Bild 5.4:
Gemessene Strahlkaustik für die D70-3L-Bearbeitungsoptik bei 4kW-Laserleisung.
110
5 Modifizierte Bearbeitungsoptik
In den in Tabelle 5.1 gezeigten Ergebnissen der Vergleichsuntersuchungen sind für die
Größen des fokussierten Laserstrahls Rayleighlänge, Strahlparameterprodukt, Strahlqualitätszahl und Beugungsmaßzahl keine Unterschiede zu sehen. Es kann deshalb
angenommen werden, dass die Schweißergebnisse der D70-3L-Bearbeitungsoptik
bezüglich Nahttiefe, Nahtqualität und Nahtquerschnittsform gegenüber der herkömmlichen D70-Optik keine Unterschiede aufweisen werden.
Strahlparameter
D70
D70-3L
181
295
df in mm
0,200
0,202
zRf in mm
1,37
1,37
SPP in mm*mrad
7,4
7,4
0,0454
0,0454
22
22
Arbeitsabstand in mm
K-Zahl
M²
Tabelle 5.1: Vergleich gemessener Werte der Strahlparameter für die D70 und D70-3L
5.4 Synopsis
Durch die im 3L-Modul stattfindende Aufweitung des kollimierten Laserstrahls wird
mit der D70-3L-Bearbeitungsoptik im Vergleich zu der herkömmlichen D70 ein
größerer Arbeitsabstand erzielt. Dadurch entstehen folgende Vorteile:
x Die Zugänglichkeit der Bearbeitungsoptik in der Schweißanlage wird verbessert.
x Die Schutzglasverschmutzung wird verringert, wodurch im Produktionsablauf
geringere Maschinenstillzeiten realisiert werden können.
x Die durch die Wechselwirkung zwischen der Metalldampffackel und dem
Laserstrahl verursachten thermischen Belastung der optischen Komponenten
wird reduziert.
6
Anlagenkonzepte mit dem Scheibenlaser als
Strahlquelle
Beim Schweißen von realen Bauteilen der Getriebefertigung (Kapitel 4.5) wurde gezeigt, dass mit dem Scheibenlaser als Strahlquelle eine Erhöhung der Heft- und
Schweißgeschwindigkeit um ca. Faktor zwei erreicht werden kann. Die dadurch
mögliche Erhöhung der Takt- und Durchlaufzeit führt zum Überdenken der existierenden Anlagenkonzepte: Während in den heutigen Schweißanlagen der Schweißprozess
selbst die meiste Zeit für sich beansprucht, wird die Schweißzeit durch den Einsatz des
Scheibenlasers enorm reduziert, was zu einer Verringerung der Laserauslastung führt.
Um eine hohe Auslastung wieder zu gewährleisten, müssen neue Anlagenkonzepte
entwickelt werden. Zum anderen soll in den zukünftigen Anlagen die Qualität der
Bauteile nicht unter der verbesserten Wirtschaftlichkeit leiden, sondern ebenfalls
verbessert werden. Dies setzt eine verstärkte Integration von zerstörungsfreien
Prüfverfahren und Prozessüberwachungssystemen voraus.
In diesem Kapitel werden zwei mögliche Anlagenkonzepte vorgestellt, die auf Basis
der bestehenden ZB-Hohlrad-Serienanlage erstellt wurden.
6.1 Konzept 1: Ersatz der Strahlquelle
In diesem Konzept wird die heutige Serienanlage mit ihren Be- und Entladungsvorgängen und Fördermitteln nicht geändert, sondern nur die bisherige Strahlquelle, ein
CO2-Laser, durch einen Scheibenlaser ersetzt; dies ist die einfachste Methode eine
neue Strahlquelle in einer Serienproduktion einzuführen. Hier bleibt die nach diesem
Konzept entwickelte neue Anlage, siehe Bild 6.1, bis auf die Strahlführung, die Strahlformung und den Prozessadapter sowie die Sicherheitstechnik identisch mit der in
Kapitel 2.4.2 gezeigten Serienanlage. Dabei müssen die ersten drei Komponenten an
den Einsatz eines Festkörperlasers angepasst werden, siehe Kapitel 2.4.2 sowie
Kapitel 3.2. Die Absicherung gegen Laserstrahlung kann bei dieser Strahlquelle nicht
mithilfe optisch transparenter Plexiglasscheiben erfolgen, wie dies bei CO2-Laseranlagen möglich ist. Große Sichtscheiben, die für die Wellenlänge des Scheibenlasers
( = 1030 nm) „undurchlässig“ sind, lassen sich in der Praxis aus Kostengründen nicht
112
6 Anlagenkonzepte mit dem Scheibenlaser als Strahlquelle
realisieren. Einrichtarbeiten müssen deshalb mittels eines Kameraüberwachungssystems, gezeigt in Bild 6.1 als Kamera (der auf Höhe der Schweißoptiken
angebrachte kleine Würfel in der Anlagenmitte), durchgeführt werden.
Bild 6.1:
Schematische Darstellung des Anlagenkonzepts, bei dem der CO2-Laser durch
einen Scheibenlaser ersetzt ist.
Werden die in Bild 2.13 und 6.2 gezeigten Taktzeitdiagramme betrachtet, kann
zusammengefasst werden, dass allein das Ersetzen der Strahlquelle zu einer deutlichen
Verbesserung der theoretischen Taktzeit von 18,75 auf 16,25 s führt. Die
Durchlaufzeit wird sogar von 37,5 auf 32,5 s reduziert. Aufgrund der kürzeren
Schweißzeiten bei dem Scheibenlaser wird jedoch der Lasernutzungsgrad von 66 %
(Serienanlage) auf 49,23% (Konzept 1) reduziert, siehe Bild 6.2.
Der Lasernutzungsgrad bei einer solchen Maßnahme (Konzept 1) kann gegenüber der
Serienanlage nur dadurch verbessert werden, dass die Strahlquelle während der Beund Entladungsphase zum Schweißen an einer zweiten Anlage verwendet wird. Durch
die flexible Strahlführung und die Möglichkeit am Scheibenlaser bis zu sechs Lichtleitkabel am Laserausgang anzuschließen können bei diesem Konzept für die
Produktion des ZB-Hohlrads mithilfe zweier Serienschweißanlagen, die aus jeweils
zwei Stationen, einem Scheibenlaser und vier Lichtleitkabeln bestehen, verwendet
werden. Dazu können im Falle eines Defekts bis zu zwei Lichtleitkabeln als Ersatz
eingesetzt werden. Verglichen mit dem ersten Anlagenkonzept wird somit durch das
Ersetzen der Strahlquelle in Kombination mit Timesharing bei der gleichen Teileausbringung eine bessere Redundanz erzielt.
6.2 Konzept 2: Be- und Entladung mittels Roboter
113
Zeit in s
DLZ = 32,5 s
DLZ = 32,5 s
tZ (theoretisch) = 16,25 s
Lasernutzung 49,23 %
Bild 6.2:
tZ = 16 s
tZ = 16,5 s
Be- / Entladung
Schlitten 1
Laser
Schlitten 2
Optik bewegen
Wartezeiten Achse
Wartezeiten Laser
Taktzeitdiagramm des ersten Konzepts.
Bei diesem Konzept werden gegenüber der heutigen ZB-Hohlrad-Serienanlage nicht
nur die Strahlquelle mit den dazu gehörigen Komponenten der Strahlführung, Strahlformung und Sicherheitstechnik ersetzt, sondern es werden auch die Be- und Entladungskomponenten geändert: Ziel dieses Konzepts ist es, die Handhabungszeiten zu
reduzieren.
Die Be- und Entladungskomponenten transportieren die zu schweißenden Bauteile
vom Werkstückträger (WT) entweder direkt in die Werkstückbearbeitungsstation oder
in ein weiteres Transportsystem, welches die Schweißteile in die Schweißposition befördert. Diese Aufgaben werden bei der ZB-Hohlrad-Serienanlage durch Linearachsen
erfüllt. In hier vorgeschlagenem Konzept werden statt Linearachsen flexible VertikalKnickarmroboter eingesetzt. Außer den Transportbändern, die an das neue Be- und
Entladungssystem angepasst werden müssen, werden keine weiteren Komponenten der
Hauptgruppe „Werkstückhandhabung“ geändert.
114
Zusammengefasst beinhaltet dieses Konzept, wie in Bild 6.3 schematisch dargestellt,
zwei Werkstückbearbeitungsstationen, die über einen Vertikal-Knickarmroboter von
der einen Seite beladen und von einem zweiten Vertikal-Knickarmroboter von der
anderen Seite entladen werden. Zu den Werkstückbearbeitungsstationen gehört hier
eine Hubspindel, um das Hohlrad und seinen Träger zu verpressen, eine Drehachse,
die den Vorschub regelt, und eine Spannvorrichtung mit entsprechender Schweißbrille,
um beide Einzelteile während der Schweißung zu spannen. Die Schweißbrille dient
auch als Anschlag für den Pressvorgang und verhindert zusätzlich, dass während des
Schweißens Schweißspritzer auf das Hohlrad gelangen.
Doppelgreifer
Lichtleitkabel
Einzelgreifer
Kabine
Schleuse
Entladung
Beladung
Pressen und
Schweißen
Bild 6.3:
Kamerasystem
Gurtförderer
Werkstückträger
Schematische Darstellung des zweiten Konzepts.
Die Werkstückbearbeitungsstationen besitzen seitlich je zwei Öffnungen, eine für die
Beladung und eine für die Entladung. Diese Stationen sind in der Schweißanlage versetzt angeordnet, damit sie von den beiden Robotern erreicht werden. Als Ersatz wird
in diesem Konzept eine dritte Lichtleitfaser eingeplant. Aus Sicherheitsgründen ist
auch dieses Konzept komplett eingehaust, weshalb die Werkstücke zu der Schweißanlage über eine Schleuse gelangen und innerhalb von ihr mithilfe eines Gurtfördersystems transportiert werden.
Der zeitliche Ablauf der einzelnen Schritte, die zum Durchlauf eines Bauteils führen,
ist in Bild 6.4 dargestellt. Die Durchlaufzeit liegt bei diesem Konzept bei 29 s. Dabei
wird eine theoretische Taktzeit tZ von 10 s bei einem Lasernutzungsgrad von 80 %
115
erreicht. Alle Werte stellen eine Verbesserung gegenüber der in Kapitel 2.4.2 dargestellte Serienanlage dar. Trotz dieser Verbesserung sind die Prozesse der Be- und
Entladung weiterhin die Engpässe der Prozesskette.
Zeit in s
3
12
4
5
7
6
8
9
11
10
12
15
14
13
16
DLZ = 29 s
tZ = 10 s
tZ = 10 s
Beladung
Entladung
Station 1
Station 2
Laser
Wartezeiten Roboter
Wartezeiten Laser
DLZ = 29 s
tZ (theoretisch) = 10 s
Lasernutzung 80 %
1.
2.
3.
4.
5.
Homepos. anfahren = 1 s
Bewegung Homepos. Æ Beladung = 1 s
Beladung = 2 s
Bewegung Beladung Æ Station 1 = 2 s
Einzelteile ablegen = 4 s
Bild 6.4:
6.
7.
8.
9.
10.
11.
Spannen = 1 s
Hub hoch (Pressen) = 2 s
Heften = 2 s
Schweißen = 6 s
Hub runter = 2 s
Entspannen = 1 s
12.
13.
14.
15.
16.
Bauteil greifen = 3 s
Bewegung Station 1Æ Entladung = 2 s
Entladung = 2 s
Bewegung Entladung Æ Homepos. = 1 s
Bewegung Homepos. Æ Station 1/2 Entladung = 1 s
Taktzeitdiagramm des zweiten Konzepts.
In einer mit der Firma EDAG durchgeführten Computersimulation wurden für dieses
Konzept die Werte der theoretischen Taktzeit, der Durchlaufzeit und der Lasernutzung
bestätigt. Eine weitere Verbesserung der Be- und Entladung wurde bei der Simulation
durch den Einsatz von Doppelgreifern erzielt. Mithilfe der in Bild 6.5 dargestellten
Doppelgreifer, (3) und (4), konnten die Be- (1) und Entladungsroboter (2) beide
Stationen bedienen, ohne zweimal auf den Werkstückträger greifen zu müssen. Dies
führte zur Verbesserung der Durchlaufzeit von 29 auf 21,9 s.
116
2
1
3
4
Bild 6.5:
Be- (1) und Entladungsroboter (2) mit Doppelgreifer (3) und (4). Bildschirmabzug
aus der Computersimulation [Quelle: EDAG].
6.3 Wirtschaftlichkeitsberechnung
In der Wirtschaftlichkeitsberechnung wurde in einem dynamischen Verfahren, unter
Berücksichtigung der zeitlichen Unterschiede beim Anfall der Kosten und Leistungen,
die Schweißanlage der Serienfertigung mit den neuen auf Basis des Scheibenlasers
entwickelten Anlagenkonzepten verglichen. Dafür wurden mithilfe entsprechender
theoretischen Wirtschaftsfaktoren für beide Konzepte die Anzahl der Bauteile, die pro
Stunde hergestellt werden können, der Maschinenstundensatz, die Kosten für ein
geschweißtes Bauteil (Stückkosten) sowie die Jahresstückzahl ermittelt.
Die Anzahl der Bauteile (Stückzahl), die pro Stunde hergestellt werden können, ergibt
sich aus der Taktzeit tZ. Mit einer theoretischen Taktzeit von 18,75 s werden mit der
Schweißanlage der heutigen Serienfertigung 182,7 Bauteile pro Stunde produziert. Die
Konzepte 1 und 2 dagegen haben, dank der kürzeren Taktzeit, eine theoretische Ausbringung von 221,5 bzw. 360 Bauteilen pro Stunde [35].
Der Maschinenstundensatz wird nach den in Kapitel 2.4.2 beschriebenen Grundlagen
berechnet. Um die AfA-Kosten (geben den Werteverzehr an, der durch die
Maschinenabnutzung entsteht) zu berechnen, müssen die Investitionskosten bekannt
sein. Da die Investitionskosten der Serienanlage bekannt sind, werden die der neuen
6.3 Wirtschaftlichkeitsberechnung
117
Konzepte über entsprechende neue Angebote ermittelt. Die Abschreibung der
Investitionsgüter (Maschinenkomponenten) wird in dieser Wirtschaftlichkeitsberechnung linear, mit konstanten Absolutbeträgen über die Nutzungsdauer, durchgeführt. Als kalkulatorische Zinsen wird ein Satz von 3,75 % gewählt. Die laufenden
Kosten werden einerseits aus den laufenden Rechnungen, andererseits mit Hilfe von
theoretischen Werten ermittelt. Die Personalkosten werden pro Anlage und Schicht
mit 1/3 Mann berechnet. Dies ergibt bei drei Schichten am Tag Personalkosten von 1
Mann pro Schweißanlage und Tag. Die Instandhaltungskosten werden über
Erfahrungswerte aus der laufenden Serienproduktion und die Raumkosten über die
Anlagenfläche bei vorgegebenen Preisen für 1 m² ermittelt.
Mit den ermittelten Werten dieser Einzelfaktoren ergibt sich für die Schweißanlage der
heutigen Produktion ein Maschinenstundensatz von 90,88 € pro Stunde. Für die
Konzepte mit dem Scheibenlaser dagegen wird der Satz von 113,3 bzw. 104,13 € pro
Stunde berechnet. Der Grund hierfür sind die höheren Investitions- und Instandhaltungskosten des Scheibenlasers.
Nach diesem Kriterium allein wären die neuen Anlagenkonzepte als nicht wirtschaftlich zu bewerten. Um die Wirtschaftlichkeitsberechnung zu vervollständigen, müssen
jedoch noch die Kosten für ein geschweißtes Bauteil (Stückkosten) und die theoretische Jahresstückzahl ermittelt werden.
Die Stückkosten werden bei Vollauslastung über das Verhältnis vom Maschinenstundensatz zur Anzahl der pro Stunde hergestellten Bauteile berechnet, und sind nur
die durch die Schweißanlage anfallenden Stückkosten. Für die Schweißanlage der
Serienfertigung ergeben sich in diesem Falle, bei einem Maschinenstundensatz von
90,88 €/Stunde und 182,7 produzierte Bauteile pro Stunde, die Stückkosten von
0,497 €/Stück. Aufgrund des hohen Maschinenstundensatzes liegen die Stückkosten
des ersten Konzepts über jenen der Serienanlage und betragen 0,511 €/Stück. Die
Stückkosten des zweiten Konzepts liegen dagegen, dank der sehr hohen Anzahl der
Bauteile pro Stunde, bei 0,289 €/Stück.
Als letzter Faktor wird im Rahmen dieser Wirtschaftlichkeitsberechnung die Jahresstückzahl ermittelt. Sie wird über die Taktzeit tZ der Schweißanlage, tZ (gemessen) für
die Serienanlage und tZ (theoretisch) für die Scheibenlaser-Konzepte, und die Anzahl
der praktisch verfügbaren Stunden im Jahr berechnet. Die praktisch verfügbaren
Stunden im Jahr ergeben sich aus der Multiplikation der theoretisch verfügbaren
Stunden im Jahr mit der tatsächlichen Anlagenverfügbarkeit. Dabei werden für beide
Konzepte die Anlagenverfügbarkeitswerte aus der Serienfertigung verwendet. Die
118
theoretisch verfügbaren Stunden im Jahr ergeben sich aus den Arbeitsstunden pro
Schicht, der Anzahl der Schichten am Tag und den Arbeitstagen im Jahr. Die berechnete Jahresstückzahl für die Serienanlage beträgt 756 548 Bauteile im Jahr. Die
Konzepte mit dem Scheibenlaser weisen dagegen, aufgrund der kürzeren Taktzeit, eine
viel höhere Ausbringung auf. Die Jahresstückzahl des ersten Konzepts beträgt 917.169
Bauteile im Jahr, während mit dem zweiten Konzept die Herstellung von 1 490 400
Bauteile im Jahr möglich ist.
In Tabelle 6.1 sind die Wirtschaftlichkeitsfaktoren der in dieser Arbeit diskutierten
Anlagenkonzepte vergleichend aufgeführt. Daran kann zusammengefasst und festgestellt werden, dass das erste Anlagenkonzept verglichen mit dem Konzept der
Serienfertigung (aufgrund des höheren Stückpreises) nicht wirtschaftlicher ist. Das
zweite Konzept dagegen rechnet sich für Fertigungen mit einer höheren Bauteilausbringung, für kleine Serien ist es nicht geeignet.
Kenngrößen
Serienanlage
Konzept 1
Konzept 2
tZ in s
19,7
16,25
10
Stückzahl/h
182,7
221,5
360
756.548
917.169
1.490.400
MSS in €/h
90,88
113,3
104,13
Stückkosten in
€/Stück
0,497
0,511
0,289
Stückzahl/Jahr
Tabelle 6.1: Zusammenfassung der Ergebnisse der Wirtschaftlichkeitsberechnung.
6.4 Synopsis
Die Anlagenkonzepte mit Scheibenlaser als Strahlquelle erbringen gegenüber der in
Kapitel 2.4.2 gezeigten Serienanlage folgende Aspekte:
x Konzept 1: Das Ersetzen der Strahlquelle führt zu einer Verbesserung der
theoretischen Taktzeit und der Durchlaufzeit. Der Lasernutzungsgrad wird bei
diesem Konzept jedoch reduziert, denn im Vergleich zu der Serienanlage
6.4 Synopsis
119
werden sowohl die Be- und Entladungsvorgänge als auch die Fördermittel nicht
geändert.
x Konzept 2: Die Anpassung der einzelnen Anlagenkomponenten an die Strahlquelleneigenschaften führt sowohl zu einer weiteren Verbesserung der theoretischen Taktzeit und der Durchlaufzeit als auch zu einer Erhöhung des Lasernutzungsgrads.
Die Ergebnisse der Wirtschaftlichkeitsberechnung sind wie folgt:
x Verglichen mit der Serienanlage ist das erste Konzept aufgrund der höheren
Stückkosten nicht wirtschaftlicher. Eine Verbesserung der Wirtschaftlichkeit
dieses Konzepts kann nur durch Timesharing erzielt werden.
x Aufgrund der hohen Investitions- und Instandhaltungskosten des Scheibenlasers
ist das zweite Konzept nur für große Stückzahlen geeignet.
7
Zusammenfassung
Ziel dieser Arbeit war es, das Potenzial des Scheibenlasers für das Laserstrahlschweißen von Stahllegierungen im Getriebebau zu untersuchen. Es galt, die
Zusammenhänge zwischen den einzelnen prozessrelevanten Größen zu verstehen und
daraus beispielhafte Anlagenkonzepte zu entwickeln, die im Vergleich zur heutigen
Getriebefertigung ein wirtschaftliches Schweißverfahren bei hoher Schweißnahtqualität ermöglichen. Vor dem Hintergrund der Praxisorientierung dieser Arbeit
sollten die Schweißversuche sämtlichen Anforderungen des genannten Bereichs des
Automobilbaus hinsichtlich der Werkstoffe sowie der Prozessdurchführung genügen.
Die Untersuchungen zum Einfluss der Prozess bestimmenden Größen auf das
Schweißergebnis definierten den Anfangspunkt dieser Arbeit. Das mit dem
Scheibenlaser mögliche Erzielen von Fokusdurchmessern auch kleiner als 0,3 mm bei
gleichzeitig großen Rayleighlängen des fokussierten Strahls führte für
Stahllegierungen und eine als Richtgröße vorgeschriebene Laserleistung von 3 kW zu
einer Umkehrung der indirekten Proportionalität der Einschweißtiefe vom
Fokusdurchmesser unterhalb von 0,2 mm. Auf Erfahrungen mit dem bisherigen CO2Laser basierende Vermutungen, dass diese Umkehr der Abhängigkeit durch eine
mögliche Plasmabildung entstanden sein könnte, fand im Rahmen der Arbeit aufgrund
der Unabhängigkeit der Einschweißtiefe vom Schutzgas keinerlei Bestätigung. Die
gleichzeitige Änderung der Nahtquerschnittsform für Vorschubgeschwindigkeiten
kleiner als 6 m/min deutet auf einen möglichen Einfluss des Marangoni-Effekts auf
das Schweißergebnis hin.
Untersuchungen mit unterschiedlichen Divergenzwinkeln des fokussierten Strahls
zeigten bei dem Fokusdurchmesser df = 0,1 mm zum einen, dass kleinere Divergenzwinkel zu einer Erhöhung der Einschweißtiefe führen. Zum anderen reduzieren sie bei
Vorschubgeschwindigkeiten kleiner als 4 m/min die erreichte Querschnittsfläche und
somit den Prozesswirkungsgrad.
Weitere Untersuchungen zum Einfluss der Fokussierbedingungen auf das Schweißergebnis zeigten, dass für das Erreichen hoher Einschweißtiefen der Laserstrahl des
Scheibenlasers mit großen F-Zahlen bei Fokuslagen von -1 bis +1 verwendet werden
sollte. Eine Neigung der Bearbeitungsoptik im Bereich von 0 bis 30° hatte bei der
7 Zusammenfassung
121
untersuchten Laserleistung und Fokusdurchmessern kleiner als 0,2 mm keinen Einfluss
auf das Schweißergebnis.
Die Nahtqualität und die Einschweißtiefe zeigten bei einer Leistungserhöhung um den
Faktor 2 neben einem Zugewinn der Tiefe gleichzeitig auch eine Abhängigkeit von der
Vorschubgeschwindigkeit. Bei df = 0,2 mm und v = 6 m/min erhöhte sich die
Einschweißtiefe um den Faktor 1,4 (bei höheren Geschwindigkeiten ist dieser Faktor
gleich oder größer, bei niedrigeren kleiner). Einhergehend mit der Leistungserhöhung
wurde eine Verschlechterung der Nahtqualität und eine Vergrößerung der
Metalldampffackel beobachtet. Ersteres bezieht sich auf die erhöhte Bildung von
Nahtauswürfen und geschlossenen Prozessporen, Letzteres zeigt eine indirekte
Wirkung auf das Schweißergebnis, da die Fackel eine zusätzliche thermische
Belastung auf die optischen Komponenten der Bearbeitungsoptik ausübt und deren
Fokussierbedingungen verändert.
Vergleichende Untersuchungen zwischen unterschiedlichen Strahlquellen zeigten die
Einflüsse des wellenlängenabhängigen Absorption- bzw. Einkoppelgrads, des
Intensitätsprofils
des
fokussierten
Strahls
und
die
unterschiedlichen
Bearbeitungsoptiken (Rayleighlängen) auf das Schweißergebnis. Aufgrund der
kürzeren Wellenlänge und somit des höheren Absorptionsgrads konnten mit dem
Scheibenlaser im Vergleich zu dem CO2-Laser bei höheren Vorschubgeschwindigkeiten tiefere Schweißnähte erreicht werden. Zusätzlich ergab sich für den
Scheibenlaser ein höherer Prozesswirkungsgrad. Die größere Rayleighlänge des bei
diesen Untersuchungen eingesetzten CO2-Lasers war dagegen bei niedrigeren Vorschubgeschwindigkeiten bezüglich der erreichten Einschweißtiefe im Vorteil. Beim
Vergleich zwischen Scheiben- und Faserlaser zeigten beide diodengepumpten Laser
höchster Brillanz, dass sie für die hier interessierenden Schweißaufgaben gleichermaßen geeignet sind.
Die Erkenntnisse der Grundlagenuntersuchungen konnten auf reale Bauteile der
Getriebefertigung übertragen werden. Sie führten beim Schweißen mit dem Scheibenlaser insgesamt zu einer Erhöhung der Vorschubgeschwindigkeit um Faktor 1,5. Dadurch konnte die Applikation Tellerradschweißen des Ausgleichsgetriebes, bei der es
sich um das Verschweißen unterschiedlicher Werkstoffe (GGG mit Einsatzstahl)
handelt, ohne Zusatzwerkstoff geschweißt werden. Des Weiteren konnten für den
Zusammenbau „Hohlrad“ im Vergleich zum Serienprozess bei höheren Vorschubgeschwindigkeiten Schweißparameter gefunden werden, bei denen bezüglich der
Nahtqualität, der Querschnittsgeometrie, der Einschweißtiefe, der Auspresskraft, des
122
7 Zusammenfassung
Bauteilverzugs und des Härteverlaufs ähnliche Ergebnisse wie in der bisherigen
Serienfertigung erzielt wurden.
Um die Bearbeitungsoptik vor Spritzern und Metalldampffackel zu schützen, wurde
auf Basis der Bearbeitungsoptik D70 der Fa. Trumpf eine modifizierte Bearbeitungsoptik (3L-Modul) zur Erhöhung des Arbeitsabstandes entwickelt. Die aus dem 3LModul und der D70 entstandene Bearbeitungsoptik (D70-3L) hat, dank einer im 3LModul stattfindenden Aufweitung des kollimierten Strahls, im Vergleich zu der
herkömmlichen D70-Optik einen größeren Arbeitsabstand. Er verbessert die Zugänglichkeit der Bearbeitungsoptik, verringert die Schutzglasverschmutzung und reduziert
die durch die Wechselwirkung zwischen der Metalldampffackel und dem Laserstrahl
verursachte Belastung der optischen Komponenten.
Die bei den realen Bauteilen mithilfe des Scheibenlasers erreichte Erhöhung der Vorschubgeschwindigkeit führte zur Reduktion der Schweißzeiten, was ein Überdenken
der existierenden Serienanlagenkonzepte nahe legte. Das alleinige Ersetzen des CO2Lasers durch einen Scheibenlaser führte in einem ersten von zwei vorgeschlagenen
Konzepten zur Reduktion der theoretischen Taktzeit und der Durchlaufzeit. Im
Vergleich zu den Werten der Serienanlage verringerte sich dabei, aufgrund der wie
bisher langsamen Be- und Entladungsvorgänge, der Lasernutzungsgrad. Die
Anpassung der einzelnen Be- und Entladungskomponenten in Kombination mit dem
Scheibenlaser trug indessen in einem zweiten Konzept zur weiteren Abnahme der
theoretischen Taktzeit, der Durchlaufzeit und gleichzeitigen Erhöhung des
Lasernutzungsgrads bei.
Ziel der Wirtschaftlichkeitsberechnung war es, anhand relevanter Kriterien eine Bewertung der neuen Anlagenkonzepte zu bekommen. Durch den Vergleich mit der
bestehenden Serienanlage zeigte sich, dass die Stückkosten des ersten Konzepts am
höchsten sind. Das zweite Konzept ermöglichte dagegen die höchste Teileausbringung
und führte bei großen Stückzahlen zu den niedrigsten Stückkosten.
Insgesamt konnten die Ergebnisse dieser Arbeit zu einem besseren Prozessverständnis
beim Laserstrahlschweißen von typischen Werkstoffen des Getriebebaus beitragen.
Die umfassenden Grundlagenuntersuchungen machten in Kombination mit den Versuchen an drei realen Bauteilen der heutigen Getriebefertigung die Vor- und Nachteile
des Scheibenlasers deutlich. Mithilfe der mit dem Scheibenlaser als Strahlquelle erstellten neuen Anlagenkonzepte wurde die Verbindung von einer technologischen
Neuerung und bereits üblicher industrieller Praxis aufgebaut und die wirtschaftlichen
Potenziale dieses Strahlwerkzeugs gezeigt.
8
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Materialprüfung im DIN Deutsches Institut für Normung e.V. 2008.
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Tiziani, H. J.: Skript zur Vorlesung Optische Grundgesetze. Universität
Stuttgart, 2002 (Institut für Technische Optik).
Danksagung
Die vorliegende Dissertation entstand während meiner Tätigkeit als Doktorand in der
Abteilung PWT/VUF (Produktions- und Werkstofftechnik / Verfahrensentwicklung
Füge- und Umformtechnik) der Daimler AG in Stuttgart-Untertürkheim.
Herzlich möchte ich mich bei meinem Doktorvater, Herrn Prof. Dr.-Ing. habil. Helmut
Hügel, für seine Vorlesungsart, Unterstützung, Förderung und Vertrauen bedanken.
Außerdem möchte ich mich bei Herrn Prof. Dr. rer. nat. Friedrich Dausinger
bedanken, der mir im Jahr 2004 das Projekt „Scheibenlaser höchster Brillanz“
vorgestellt hatte und somit diese Arbeit ermöglichte.
Bei Herrn Prof. Dr.-Ing. Prof. E. h. Dr.-Ing. E. h. Dr. h. c. mult. Engelbert Westkämper
möchte ich mich für die Übernahme des Mitberichts bedanken.
Bei allen Kollegen und Mitarbeitern am Institut für Strahlwerkzeuge (IFSW) möchte
ich mich für die angenehme und erfolgreiche Zusammenarbeit herzlich bedanken.
Hervorheben möchte ich das Engagement und Unterstützung von Herrn Dr.-Ing.
Wolfgang Gref, der mein Interesse für die Lasermaterialbearbeitung geweckt hatte,
Herrn Dr.-Ing. Jan-Philipp Weberpals und Herrn. Dr. Andreas Voss.
Weiterhin möchte ich mich bei den Kollegen der Abteilung PWT/VUF der Daimler
AG und bei den Mitarbeitern in der Produktionsplanung Werk Untertürkheim/Werkteil
Hedelfingen (PPA/G) und in der Produktion (PGE/GTF sowie PAC/SWP) für die gute
Zusammenarbeit bedanken.
Schließlich möchte ich an dieser Stelle meiner ganzen Familie in Bulgarien sowie
meiner Freundin Silvie Hluckova meinen herzlichen Dank aussprechen. Denn ohne
ihre langjährige Unterstützung wäre diese Arbeit nicht zustande gekommen.
Gaggenau, im Mai 2011
Forschungsberichte des IFSW (Institut für Strahlwerkzeuge)
+HUDXVJHJHEHQYRQ
3URI'U,QJKDELO+HOPXW+JHO8QLYHUVLWlW6WXWWJDUW
)RUVFKXQJVEHULFKWHGHV,)6:YRQELVHUVFKLHQHQLP7HXEQHU9HUODJ6WXWWJDUW
Zoske, Uwe
0RGHOO]XUUHFKQHULVFKHQ6LPXODWLRQYRQ/DVHU
UHVRQDWRUHQXQG6WUDKOIKUXQJVV\VWHPHQ
6HLWHQ,6%1
Holzwarth, Achim
$XVEUHLWXQJXQG'lPSIXQJYRQ6WRZHOOHQLQ
([FLPHUODVHUQ
6HLWHQ,6%1;
Gorriz, Michael
$GDSWLYH2SWLNXQG6HQVRULNLP6WUDKOIKUXQJV
V\VWHPYRQ/DVHUEHDUEHLWXQJVDQODJHQ
YHUJULIIHQ,6%1
Dausinger, Friedrich
6WUDKOZHUN]HXJ/DVHU(QHUJLHHLQNRSSOXQJXQG
3UR]HHIIHNWLYLWlW
6HLWHQ,6%1
Mohr, Ursula
*HVFKZLQGLJNHLWVEHVWLPPHQGH6WUDKOHLJHQVFKDI
WHQXQG(LQNRSSHOPHFKDQLVPHQEHLP&2
/DVHUVFKQHLGHQYRQ0HWDOOHQ
6HLWHQ,6%1
Meiners, Eckhard
$EWUDJHQGH%HDUEHLWXQJYRQ.HUDPLNHQXQG
0HWDOOHQPLWJHSXOVWHP1G<$*/DVHUDOV]ZHL
VWXILJHU3UR]H
6HLWHQ,6%1
Rudlaff, Thomas
$UEHLWHQ]XU2SWLPLHUXQJGHV8PZDQGOXQJVKlU
WHQVPLW/DVHUVWUDKOHQ
6HLWHQ,6%1
Beck, Markus
0RGHOOLHUXQJGHV/DVHUWLHIVFKZHLHQV
6HLWHQ,6%1
Borik, Stefan
(LQIOXRSWLVFKHU.RPSRQHQWHQDXIGLH6WUDKO
TXDOLWlWYRQ+RFKOHLVWXQJVODVHUQ
6HLWHQ,6%1
Paul, Rüdiger
2SWLPLHUXQJYRQ+)*DVHQWODGXQJHQIUVFKQHOO
OlQJVJHVWU|PWH&2/DVHU
6HLWHQ,6%1
Wahl, Roland
5RERWHUJHIKUWHV/DVHUVWUDKOVFKZHLHQPLW
6WHXHUXQJGHU3RODULVDWLRQVULFKWXQJ
6HLWHQ,6%1
Frederking, Klaus-Dieter
/DVHUO|WHQNOHLQHU.XSIHUEDXWHLOHPLWJHUHJHOWHU
/RWGUDKW]XIXKU
6HLWHQ,6%1
Grünewald, Karin M.
0RGHOOLHUXQJGHU(QHUJLHWUDQVIHUSUR]HVVHLQ
OlQJVJHVWU|PWHQ&2/DVHUQ
6HLWHQ,6%1
Shen, Jialin
2SWLPLHUXQJYRQ9HUIDKUHQGHU/DVHUREHUIOl
FKHQEHKDQGOXQJPLWJOHLFK]HLWLJHU3XOYHU]XIXKU
6HLWHQ,6%1
Arnold, Johannes M.
$EWUDJHQPHWDOOLVFKHUXQGNHUDPLVFKHU:HUNVWRI
IHPLW([FLPHUODVHUQ
6HLWHQ,6%1
Breining, Klaus
$XVOHJXQJXQG9HUPHVVXQJYRQ*DVHQWODGXQJV
VWUHFNHQIU&2+RFKOHLVWXQJVODVHU
6HLWHQ,6%1
Griebsch, Jürgen
*UXQGODJHQXQWHUVXFKXQJHQ]XU4XDOLWlWVVLFKH
UXQJEHLPJHSXOVWHQ/DVHUWLHIVFKZHLHQ
6HLWHQ,6%1
Krepulat, Walter
$HURG\QDPLVFKH)HQVWHUIULQGXVWULHOOH+RFK
OHLVWXQJVODVHU
6HLWHQ,6%1
Xiao, Min
9HUJOHLFKHQGH8QWHUVXFKXQJHQ]XP6FKQHLGHQ
GQQHU%OHFKHPLW&2XQG1G<$*/DVHUQ
6HLWHQ,6%1
Glumann, Christiane
9HUEHVVHUWH3UR]HVLFKHUKHLWXQG4XDOLWlWGXUFK
6WUDKONRPELQDWLRQEHLP/DVHUVFKZHLHQ
6HLWHQ,6%1
Gross, Herbert
3URSDJDWLRQK|KHUPRGLJHU/DVHUVWUDKOXQJXQG
GHUHQ:HFKVHOZLUNXQJPLWRSWLVFKHQ6\VWHPHQ
6HLWHQ,6%1
Rapp, Jürgen
/DVHUVFKZHLHLJQXQJYRQ$OXPLQLXPZHUNVWRIIHQ
IU$QZHQGXQJHQLP/HLFKWEDX
6HLWHQ,6%1
Wittig, Klaus
7KHRUHWLVFKH0HWKRGHQXQGH[SHULPHQWHOOH9HU
IDKUHQ]XU&KDUDNWHULVLHUXQJYRQ+RFKOHLVWXQJV
ODVHUVWUDKOXQJ
6HLWHQ,6%1
Pfeiffer, Wolfgang
)OXLGG\QDPLVFKHXQGHOHNWURSK\VLNDOLVFKRSWL
PLHUWH(QWODGXQJVVWUHFNHQIU&2
+RFKOHLVWXQJVODVHU
6HLWHQ,6%1
Grünenwald, Bernd
9HUIDKUHQVRSWLPLHUXQJXQG6FKLFKWFKDUDNWHULVLH
UXQJEHLPHLQVWXILJHQ&HUPHW%HVFKLFKWHQPLW
WHOV&2+RFKOHLVWXQJVODVHU
6HLWHQ,6%1
Volz, Robert
2SWLPLHUWHV%HVFKLFKWHQYRQ*XHLVHQ$OXPL
QLXPXQG.XSIHUJUXQGZHUNVWRIIHQPLW/DVHUQ
6HLWHQ,6%1
Lee, Jae-Hoon
/DVHUYHUIDKUHQ]XUVWUXNWXULHUWHQ0HWDOOLVLHUXQJ
6HLWHQ,6%1
Albinus, Uwe N. W.
0HWDOOLVFKHV%HVFKLFKWHQPLWWHOV3/'9HUIDKUHQ
6HLWHQ,6%1;
Wiedmaier, Matthias
.RQVWUXNWLYHXQGYHUIDKUHQVWHFKQLVFKH(QWZLFN
OXQJHQ]XU.RPSOHWWEHDUEHLWXQJLQ'UHK]HQWUHQ
PLWLQWHJULHUWHQ/DVHUYHUIDKUHQ
6HLWHQ,6%1
Bloehs, Wolfgang
/DVHUVWUDKOKlUWHQPLWDQJHSDWHQ6WUDKOIRU
PXQJVV\VWHPHQ
6HLWHQ,6%1
Bea, Martin
$GDSWLYH2SWLNIUGLH0DWHULDOEHDUEHLWXQJPLW
&2/DVHUVWUDKOXQJ
6HLWHQ,6%1
Stöhr, Michael
%HHLQIOXVVXQJGHU/LFKWHPLVVLRQEHLPLNURNDQDO
JHNKOWHQ/DVHUGLRGHQ
6HLWHQ,6%1
Plaß, Wilfried
=HUVW|UVFKZHOOHQXQG'HJUDGDWLRQYRQ&2
/DVHURSWLNHQ
6HLWHQ,6%1
Schaller, Markus K. R.
/DVHUJHVWW]WH$EVFKHLGXQJGQQHU(GHOPHWDOO
VFKLFKWHQ]XP+HLJDVNRUURVLRQVVFKXW]IU0R
O\EGlQ
6HLWHQ,6%1
Hack, Rüdiger
6\VWHPXQGYHUIDKUHQWHFKQLVFKHU9HUJOHLFKYRQ
1G<$*XQG&2/DVHUQLP/HLVWXQJVEHUHLFK
ELVN:
6HLWHQ,6%1
Krupka, René
3KRWRWKHUPLVFKH&KDUDNWHULVLHUXQJRSWLVFKHU
.RPSRQHQWHQIU+RFKOHLVWXQJVODVHU
6HLWHQ,6%1
Bartelt-Berger, Lars
/DVHUV\VWHPDXVNRKlUHQWJHNRSSHOWHQ*UXQG
PRGH'LRGHQODVHUQ
6HLWHQ,6%1
Müller-Hummel, Peter
(QWZLFNOXQJHLQHU,QSUR]HWHPSHUDWXUPHYRU
ULFKWXQJ]XU2SWLPLHUXQJGHUODVHUXQWHUVWW]WHQ
=HUVSDQXQJ
6HLWHQ,6%1
Rohde, Hansjörg
4XDOLWlWVEHVWLPPHQGH3UR]HSDUDPHWHUEHLP
(LQ]HOSXOVERKUHQPLWHLQHP1G<$*6ODEODVHU
6HLWHQ,6%1
Huonker, Martin
6WUDKOIKUXQJLQ&2
+RFKOHLVWXQJVODVHUV\VWHPHQ]XU0DWHULDOEHDUEHL
WXQJ
6HLWHQ,6%1
Callies, Gert
0RGHOOLHUXQJYRQTXDOLWlWVXQGHIIHNWLYLWlWVEH
VWLPPHQGHQ0HFKDQLVPHQEHLP/DVHUDEWUDJHQ
6HLWHQ,6%1
Schubert, Michael E.
/HLVWXQJVVNDOLHUEDUHV/DVHUV\VWHPDXVIDVHUJH
NRSSHOWHQ6LQJOHPRGH'LRGHQODVHUQ
6HLWHQ,6%1
Kern, Markus
*DVXQGPDJQHWRIOXLGG\QDPLVFKH0DQDKPHQ
]XU%HHLQIOXVVXQJGHU1DKWTXDOLWlWEHLP/DVHU
VWUDKOVFKZHLHQ
6HLWHQ,6%1;
Raiber, Armin
*UXQGODJHQXQG3UR]HWHFKQLNIUGDV/DVHUPLN
URERKUHQWHFKQLVFKHU.HUDPLNHQ
6HLWHQ,6%1
+HUDXVJHJHEHQYRQ
3URI'U,QJKDELO+HOPXW+JHO8QLYHUVLWlW6WXWWJDUW
)RUVFKXQJVEHULFKWHGHV,)6:DEHUVFKLHQHQLP+HUEHUW8W]9HUODJ0QFKHQ
Schittenhelm, Henrik
'LDJQRVWLNGHVODVHULQGX]LHUWHQ3ODVPDV
EHLP$EWUDJHQXQG6FKZHLHQ
6HLWHQ,6%1
Herrmann, Andreas
)HUWLJXQJVRULHQWLHUWH9HUIDKUHQVHQWZLFNOXQJ
GHV:HLFKO|WHQVPLW'LRGHQODVHUQ
6HLWHQ,6%1
Stewen, Christian
6FKHLEHQODVHUPLW.LORZDWW'DXHUVWULFKOHLVWXQJ
6HLWHQ,6%1
Mästle, Rüdiger
%HVWLPPXQJGHU3URSDJDWLRQVHLJHQVFKDIWHQ
YRQ/DVHUVWUDKOXQJ
6HLWHQ,6%1
Schmitz, Christian
*DVHOHNWURQLVFKH$QDO\VHPHWKRGHQ]XU2SWLPLH
UXQJYRQ/DVHUJDVHQWODGXQJHQ
6HLWHQ,6%1
Karszewski, Martin
6FKHLEHQODVHUK|FKVWHU6WUDKOTXDOLWlW
6HLWHQ,6%1
Chang, Chin-Lung
%HUHFKQXQJGHU6FKPHO]EDGJHRPHWULHEHLP
/DVHUVWUDKOVFKZHLHQPLW0HKUIRNXVWHFKQLN
6HLWHQ,6%1;
Haag, Matthias
6\VWHPWHFKQLVFKH2SWLPLHUXQJHQGHU6WUDKOTXD
OLWlWYRQ+RFKOHLVWXQJVGLRGHQODVHUQ
6HLWHQ,6%1
Bahnmüller, Jochen
&KDUDNWHULVLHUXQJJHSXOVWHU/DVHUVWUDKOXQJ]XU
4XDOLWlWVVWHLJHUXQJEHLP/DVHUERKUHQ
6HLWHQ,6%1
Schellhorn, Martin Carl Johannes
&2+RFKOHLVWXQJVODVHU&KDUDNWHULVWLNDXQG
(LQVDW]P|JOLFKNHLWHQEHLP6FKZHLHQ
6HLWHQ,6%1
Angstenberger, Birgit
)OLHKNUDIWXQWHUVWW]WHV/DVHUEHVFKLFKWHQ
6HLWHQ,6%1
Bachhofer, Andreas
6FKQHLGHQXQG6FKZHLHQYRQ$OXPLQLXP
ZHUNVWRIIHQPLW)HVWN|USHUODVHUQIUGHQ.DURV
VHULHEDX
6HLWHQ,6%1
Breitschwerdt, Sven
4XDOLWlWVVLFKHUXQJEHLP/DVHUVWUDKOVFKZHLHQ
6HLWHQ,6%1
Mochmann, Gunter
/DVHUNULVWDOOLVDWLRQYRQ6LOL]LXPVFKLFKWHQDXI
*ODVXQG.XQVWVWRIIVXEVWUDWHQIUGLH+HU
VWHOOXQJYHUEHVVHUWHU'QQVFKLFKWWUDQVLVWRUHQ
6HLWHQ,6%1;
Voß, Andreas
'HU6FKHLEHQODVHU7KHRUHWLVFKH*UXQGODJHQGHV
'DXHUVWULFKEHWULHEVXQGHUVWHH[SHULPHQWHOOH
(UJHEQLVVHDQKDQGYRQ<E<$*
6HLWHQ,6%1
Müller, Matthias G.
3UR]HVVEHUZDFKXQJEHLP/DVHUVWUDKOVFKZHL
HQGXUFK$XVZHUWXQJGHUUHIOHNWLHUWHQ/HLVWXQJ
6HLWHQ,6%1
Abeln, Tobias
*UXQGODJHQXQG9HUIDKUHQVWHFKQLNGHVUHDNWLYHQ
/DVHUSUl]LVLRQVDEWUDJHQVYRQ6WDKO
6HLWHQ,6%1
Erhard, Steffen
3XPSRSWLNHQXQG5HVRQDWRUHQIUGHQ
6FKHLEHQODVHU
6HLWHQ,6%1
Contag, Karsten
0RGHOOLHUXQJXQGQXPHULVFKH$XVOHJXQJGHV
<E<$*6FKHLEHQODVHUV
6HLWHQ,6%1
Krastel, Klaus
.RQ]HSWHXQG.RQVWUXNWLRQHQ]XUODVHULQWHJULHU
WHQ.RPSOHWWEHDUEHLWXQJLQ:HUN]HXJPDVFKLQHQ
6HLWHQ,6%1
Staud, Jürgen
6HQVLWLYH:HUN]HXJHIUHLQQHXHV0RQWDJH
NRQ]HSWLQGHU0LNURV\VWHPWHFKQLN
6HLWHQ,6%1
Schinzel, Cornelius M.
1G<$*/DVHUVWUDKOVFKZHLHQYRQ$OXPLQLXP
ZHUNVWRIIHQIU$QZHQGXQJHQLP$XWRPRELOEDX
6HLWHQ,6%1
Sebastian, Michael
*UXQGODJHQXQWHUVXFKXQJHQ]XU/DVHU3ODVPD
&9'6\QWKHVHYRQ'LDPDQWXQGDPRUSKHQ.RK
OHQVWRIIHQ
6HLWHQ,6%1;
Lücke, Bernd
.RKlUHQWH.RSSOXQJYRQ9HUWLNDOHPLWWHU$UUD\V
6HLWHQ,6%1
Hohenberger, Bernd
/DVHUVWUDKOVFKZHLHQPLW1G<$*'RSSHOIRNXV
WHFKQLN±6WHLJHUXQJYRQ3UR]HVLFKHUKHLW)OH
[LELOLWlWXQGYHUIJEDUHU6WUDKOOHLVWXQJ
6HLWHQ,6%1
Jasper, Knut
1HXH.RQ]HSWHGHU/DVHUVWUDKOIRUPXQJXQG
IKUXQJIUGLH0LNURWHFKQLN
6HLWHQ,6%1
Heimerdinger, Christoph
/DVHUVWUDKOVFKZHLHQYRQ$OXPLQLXPOHJLHUXQJHQ
IUGLH/XIWIDKUW
6HLWHQ,6%1
Christoph Fleig
(YDOXLHUXQJHLQHV0HVVYHUIDKUHQV]XUJHQDXHQ
%HVWLPPXQJGHV5HIOH[LRQVJUDGHVRSWLVFKHU
.RPSRQHQWHQ
6HLWHQ,6%1
Joachim Radtke
+HUVWHOOXQJYRQ3Ul]LVLRQVGXUFKEUFKHQLQNH
UDPLVFKHQ:HUNVWRIIHQPLWWHOVUHSHWLHUHQGHU
/DVHUEHDUEHLWXQJ
6HLWHQ,6%1
Michael Brandner
6WHLJHUXQJGHU3UR]HVVHIIL]LHQ]EHLP/|WHQXQG
.OHEHQPLW+RFKOHLVWXQJVGLRGHQODVHUQ
6HLWHQ,6%1
Reinhard Winkler
3RUHQELOGXQJEHLP/DVHUVWUDKOVFKZHLVVHQYRQ
$OXPLQLXP'UXFNJXVV
6HLWHQ,6%1
Helmut Kindler
2SWLVFKHXQGJHUlWHWHFKQLVFKH(QWZLFNOXQJHQ
]XP/DVHUVWUDKOVSULW]HQ
6HLWHQ,6%1
Andreas Ruf
0RGHOOLHUXQJGHV3HUNXVVLRQVERKUHQVYRQ0HWDO
OHQPLWNXU]XQGXOWUDNXU]JHSXOVWHQ/DVHUQ
6HLWHQ,6%1
Guido Hergenhan
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Klaus Goth
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Armin Strauch
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Thomas Wawra
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Michael Honer
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Thomas Herzinger
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Reiner Heigl
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Thomas Fuhrich
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Daniel Müller
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Jiancun Gao
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Wolfgang Gref
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Michael Weikert
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Julian Sigel
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Andreas Ruß
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Gabriele Seibold
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Dirk Lindenau
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Jens Walter
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Heiko Ridderbusch
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Markus Leimser
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Mikhail Larionov
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Jürgen Müller-Borhanian
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Andreas Letsch
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Thomas Kübler
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Günter Ambrosy
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Agnes Ott
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Detlef Breitling
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Dmitrij Walter
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6HLWHQ,6%1
Jan-Philipp Weberpals
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/DVHUVWUDKOVFKZHLHQ
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Angelika Beyertt
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Christian Stolzenburg
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Svent-Simon Beyertt
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6HLWHQ,6%1
Sonja Kittel
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V\PPHWULVFKHQ%DXWHLOHQ
6HLWHQ,6%1
Andrey Andreev
6FKZHLHQPLWGHP6FKHLEHQODVHULP*HWULHEH
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6HLWHQ,6%1